Journal of Engineering Sciences, Volume 1, Issue 3 (2014) by Journal of Engineering Sciences

Міністерство освіти і науки України The Ministry of Education and Science of Ukraine Министерство образования и науки Украины

ЖУРНАЛ ІНЖЕНЕРНИХ НАУК

JOURNAL OF ENGINEERING SCIENCES

ЖУРНАЛ ИНЖЕНЕРНЫХ НАУК

Науковий журнал Scientific Journal Научный журнал

Том 1, № 3 (2014)

Заснований у 1994 році Founded in 1994 Основан в 1994 году

Сумський державний університет Sumy State University Сумский государственный университет

Журнал публікує статті, що висвітлюють актуальні питання сучасного високотехнологічного виробництва, розвитку нових наукових течій у техніці та розроблення технологій майбутнього, підготовлені професорсько-викладацьким складом, аспірантами та фахівцями університету та інших ВНЗ, а також вченими і спеціалістами інших наукових установ. Для викладачів ВНЗ, наукових працівників, аспірантів, конструкторів та виробників. ISSN 2312-2498 Рекомендовано до друку вченою радою Сумського державного університету, (протокол № 11 від 11.06.2015 року) Журнал є науковим фаховим виданням ВАК України у галузі технічні науки (Наказ МОН України від 13.07.2015 № 747 «Про затвердження рішень Атестаційної колегії Міністерства щодо діяльності спеціалізованих вчених рад від 30 червня 2015 року». – Режим доступe: http://old.mon.gov.ua/img/zstored/files/747.rar). Публікується за підтримки: факультету технічних систем та енергоефективних технологій Сумського державного університету: http://teset.sumdu.edu.ua/ кафедри комп’ютерних наук Сумського державного університету: http://cs.sumdu.edu.ua/ ТОВ «Сумитеплоенерго»: http://teplo.sumy.ua/

Адреса редакційної колегії:

вул. Римського-Корсакова, 2, м. Суми, 40007

Телефони:

(+38 0542) 68-78-52, (+38 0542) 33-41-09

Електронна адреса:

jes.sumdu@gmail.com

Web-site:

http://jes.sumdu.edu.ua/

Свідоцтво про Державну реєстрацію друкованого засобу масової інформації КВ № 20499-10299 ПР від 11.12.2013 Сумський державний університет, 2015

ЖУРНАЛ ІНЖЕНЕРНИХ НАУК JOURNAL OF ENGINEERING SCIENCES ЖУРНАЛ ИНЖЕНЕРНЫХ НАУК Web site: http://jes.sumdu.edu.ua/ Том 1, № 3 (2014)

РЕДАКЦІЙНА КОЛЕГІЯ ГОЛОВНИЙ РЕДАКТОР Криворучко Д. В., д-р техн. наук, доцент (Сумський державний університет, м. Суми, Україна).

РЕДАКТОР-КОНСУЛЬТАНТ Марцинковський В. А., д-р техн. наук, професор (Сумський державний університет, м. Суми, Україна).

ЗАСТУПНИКИ ГОЛОВНОГО РЕДАКТОРА Залога В. О., д-р техн. наук, професор (Сумський державний університет, м. Суми, Україна); Ковальов І. А., канд. техн. наук, професор (Сумський державний університет, м. Суми, Україна); Склабінський В. І., д-р техн. наук, професор (Сумський державний університет, м. Суми, Україна); Гусак О. Г., канд. техн. наук, доцент (Сумський державний університет, м. Суми, Україна).

ВІДПОВІДАЛЬНИЙ РЕДАКТОР Івченко О. В., канд. техн. наук, доцент (Сумський державний університет, м. Суми, Україна).

ЧЛЕНИ РЕДАКЦІЙНОЇ КОЛЕГІЇ Пляцук Л. Д., д-р техн. наук, професор (Сумський державний університет, м. Суми, Україна); Симоновський В. І., д-р техн. наук, професор (Сумський державний університет, м. Суми, Україна); Дядюра К. О., д-р техн. наук, доцент (Сумський державний університет, м. Суми, Україна); Верещака С. М., д-р техн. наук, професор (Сумський державний університет, м. Суми, Україна); Карінцев І. Б., канд. техн. наук, професор (Сумський державний університет, м. Суми, Україна); Петраков Ю. В., д-р техн. наук, професор (Національний технічний університет України «КПІ», м. Київ, Україна); Федорович В. А., д-р техн. наук, професор (Харківський національний технічний університет «ХПІ», м. Харків, Україна);

ЕDITORIAL BOARD EDITOR – IN – CHIEF Kryvoruchko D. V., Doctor of Engineering Sciences, A. P. (Sumy State University, Sumy, Ukraine).

ADVISORY EDITOR Martsinkovskiy V. A., Doctor of Engineering Sciences, Professor (Sumy State University, Sumy, Ukraine).

DUPUTY CHIEF EDITORS Zaloga V. O., Doctor of Engineering Sciences, Professor (Sumy State University, Sumy, Ukraine); Kovalev I. O., Candidate of Sciences (Engineering), Professor (Sumy State University, Sumy, Ukraine); Sklabinskiy V. I., Doctor of Engineering Sciences, Professor (Sumy State University, Sumy, Ukraine); Gusak O. G., Candidate of Sciences (Engineering), A. P. (Sumy State University, Sumy, Ukraine).

ASSOCIATE EDITOR Ivchenko O. V., Candidate of Sciences (Engineering), A. P. (Sumy State University, Sumy, Ukraine).

MEMBERS OF EDITORIAL BOARD Plyatsuk L. D., Doctor of Engineering Sciences, Professor (Sumy State University, Sumy, Ukraine); Simonovskiy V. I., Doctor of Engineering Sciences, Professor (Sumy State University, Sumy, Ukraine); Dyadyura K. O., Doctor of Engineering Sciences, A. P. (Sumy State University, Sumy, Ukraine); Vereshchaka S. M., Doctor of Engineering Sciences, Professor (Sumy State University, Sumy, Ukraine); Karintsev I. B., Candidate of Sciences (Engineering), Professor (Sumy State University, Sumy, Ukraine); Petrakov Yu. V., Doctor of Engineering Sciences, Professor (Ukrainian National Technical University “KPI”, Kiev, Ukraine); Fedorovich V. A., Doctor of Engineering Sciences, Professor (Kharkov National Technical University “KhPI”, Kharkov, Ukraine);

Journal of Engineering Sciences, Vol. 1, Issue 3 (2014), pp. iii–v.

iii

Мазур Н. П., д-р техн. наук, професор (Хмельницький національний університет, м. Хмельницький, Україна); Сторчак М. Г., д-р техн. наук, професор (Інститут верстатів Університету Штутгарта, м. Штутгарт, Німеччина); Кушнер В. С., д-р техн. наук, професор (Омський державний технічний університет, м. Омськ, Росія); Верещака А. С., д-р техн. наук, професор (Московський державний технічний університет «Станкін», м. Москва, Росія); Клименко С. А., д-р техн. наук, професор (Інститут надтвердих матеріалів ім. В. Н. Бакуля Національної академії наук України, м. Київ, Україна); Трищ Р. М., д-р техн. наук, професор (Українська інженерно-педагогічна академія, м. Харків, Україна); Віткін Л. М., д-р техн. наук, професор (старший радник Адміністрації Президента України, Навчально-науковий інститут магістерської підготовки та післядипломної освіти Університету «КРОК», м. Київ, Україна); Івахненко О. Г., д-р техн. наук, професор (ПівденноЗахідний державний університет, м. Курськ, Росія); Отаманюк В. М., д-р техн. наук, професор (Національний університет «Львівська політехніка», м. Львів, Україна); Шапорєв В. П., д-р техн. наук, професор (Національний технічний університет «ХПІ», м. Харків, Україна); Роман Петрус, д-р техн. наук, професор (Жешувська політехніка, м. Жешув, Польща); Камбург В. Г., д-р техн. наук, професор (Пензенський державний університет архітектури та будівництва, м. Пенза, Росія); Франчишек Похіпі, д-р техн. наук, професор (Технічний університет Брно, м. Брно, Чехія); Міхал Вархола, д-р техн. наук, професор (Словацький технологічний університет у Братиславі, м. Братислава, Словаччина); Жарковський А. А., д-р техн. наук, професор (Петербурзький державний політехнічний університет, м. Санкт-Петербург, Росія); Соложенцев Е. Д., д-р техн. наук, професор (СанктПетербурзький державний університет аерокосмічного приладобудування, м. СанктПетербург, Росія); Караханьян В. К., д-р техн. наук, професор, (Російська асоціація виробників насосів, м. Москва, Росія); Свідерський В. А., д-р техн. наук, професор (Національний технічний університет України «КПІ», м. Київ, Україна); Сіренко Г. А., д-р техн. наук, професор (Прикарпатський національний університет ім. Василя Стефаника, м. Івано-Франківськ, Україна); Захаренко А. В., д-р техн. наук, професор (ЗАТ «БАРРЕНС», м. Санкт-Петербург, Росія);

Редакційна колегія || Editorial Board

Mazur N. P., Doctor of Engineering Sciences, Professor (Khmeinitskiy National University, Khmeinitsk, Ukraine); Storchak M. G., Doctor of Engineering Sciences, Professor (Machine Institute of Stuttgart University, Stuttgart, Germany); Kushner V. S., Doctor of Engineering Sciences, Professor (State Technical University, Omsk, Russia); Vereshchaka A. S., Doctor of Engineering Sciences, Professor (Moskov State Technical University “Stankin”, Moskov, Russia); Klimenko S. A., Doctor of Engineering Sciences, Professor (V. N. Bakul Institute of super hard materials of the National Academy of sciences of Ukraine, Kiev, Ukraine); Trishch R. M., Doctor of Engineering Sciences, Professor (Ukrainian engineering and pedagogical Academy, Kharkov, Ukraine); Vitkin L. M., Doctor of Engineering Sciences, Professor (Senior Advisor of the Administration of the President of Ukraine, Educational and scientific Institute of Master’s Programmes and Post-Graduate Education of the “KROK” University, Kiev, Ukraine); Ivachnenko A. G., Doctor of Engineering Sciences, Professor (South-west State University, Kursk, Russia); Otamanyuk V. M., Doctor of Engineering Sciences, Professor, National University “Lvov Polytechnics”, Lvov, Ukraine); Shaporev V. P., Doctor of Engineering Sciences, Professor (Kharkov National Technical University “KhPI”, Kharkov, Ukraine); Roman Petrus, Doctor of Engineering Sciences, Professor (Zheschuv Polytechnics, Zheshuv, Poland); Kamburg V. G., Doctor of Engineering Sciences, Professor (Penza State University of Architecture and Construction, Penza, Russia); Franchischek Pokhipy, Doctor of Engineering Sciences, Professor (Brno Technical University, Brno, Czech); Mikhal Varkhola, Doctor of Engineering Sciences, Professor (Slovak Technological University in Bratislava, Bratislava, Slovakia); Zharkovkiy A. A., Doctor of Engineering Sciences, Professor (Sankt-Petersburg State Polytechnic University, Sankt-Petersburg, Russia); Solozhentsev E. D., Doctor of Engineering Sciences, Professor (Sankt-Petersburg State University of Aerospace Tool-Making, Sankt-Petersburg, Russia); Karakhanyan V. K., Doctor of Engineering Sciences, Professor (Russian Federation of Pump Producers, Moscow, Russia); Sviderskiy V. A., Doctor of Engineering Sciences, Professor (Ukrainian National Technical University “KPI”, Kiev, Ukraine); Sirenko G. A., Doctor of Engineering Sciences, Professor (Vasiliy Stefanik Ciscarpathian National University, Ivano-Frankovsk, Ukraine); Zacharenko A. V., Doctor of Engineering Sciences, Professor, (Closed Joint- Stock Company “BARRENS”, Sankt-Petersburg, Russia);

Павленко В. І., д-р техн. наук, професор (Бєлгородський державний технологічний університет ім. В. Г. Шухова, м. Бєлгород, Росія); Шаповалов М. А., д-р техн. наук, професор (Бєлгородський державний технологічний університет ім. В. Г. Шухова, м. Бєлгород, Росія); Колєсніков В. І., д-р техн. наук, професор (Ростовський державний університет шляхів сполучення, м. Ростов, Росія); Йімінг Кевін Ронг, д-р техн. наук, професор (Вустерський політехнічний інститут, м. Вустер, США); Мацевитий Ю. М., д-р техн. наук, професор (Інститут проблем машинобудування Національної академії наук України, м. Харків, Україна); Чеслав Кундера, д-р техн. наук, професор (Політехніка Свєнтокжиська, м. Кельце, Польща); Філімоніхін Г. Б., д-р техн. наук, професор (Кіровоградський технічний університет, м. Кіровоград, Україна); Львов Г. І., д-р техн. наук, професор (Харківський національний технічний університет «ХПІ», м. Харків, Україна); Дзюба А. П., д-р фіз.-мат. наук, професор (Дніпропетровський національний університет, м. Дніпропетровськ, Україна); Шубенко А. Л., д-р техн. наук, професор (Інститут проблем машинобудування Національної академії наук України, м. Харків, Україна); Гадяка В. Г., канд. техн. наук (Публічне акціонерне товариство «Сумське машинобудівне наукововиробниче об’єднання ім. М. В. Фрунзе», м. Суми, Україна); Йожеф Заєць, д-р техн. наук, професор (Технічний університет, м. Кошице, Словаччина); Карпусь В. Е., д-р техн. наук, професор (Академія внутрішніх військ МВС України, м. Харків, Україна).

Pavlenko V. I., Doctor of Engineering Sciences, Professor (Shukhov Belgorod State Technological University, Belgorod, Russia); Shapovalov M. A., Doctor of Engineering Sciences, Professor (Shukhov Belgorod State Technological University, Belgorod, Russia); Kolesnikov V. I., Doctor of Engineering Sciences, Professor (Rostov State University of Communications, Rostov, Russia); Yiming Kevin Wrong, Doctor of Engineering Sciences, Professor (Worcester Polytechnic University, Worcester, USA); Matsevityi Yu. M., Doctor of Engineering Sciences, Professor (Institute of Machine- Building Problems of The National Academy of Sciences of Ukraine, Kharkov, Ukraine); Cheslav Kundera, Doctor of Engineering Sciences, Professor (Polytechnica Sventokzhiska, Keltse, Poland); Filimonikhin G. B., Doctor of Engineering Sciences, Professor (Kirovograd Technical University, Kirovograd, Ukraine); Lvov G. I., Doctor of Engineering Sciences, Professor (Kharkov National Technical University “KhPI”, Kharkov, Ukraine); Dzyuba A. P., Doctor of Physico-Mathematical Sciences (Dnepropetrovsk State University, Dnepropetrovsk, Ukraine); Shubenko A. L., Doctor of Engineering Sciences, Professor (Institute of Machine- Building Problems of The National Academy of Sciences of Ukraine, Kharkov, Ukraine); Gadyaka V. G., Candidate of Sciences (Engineering) (Public joint-stock company “Frunze Sumy MachineBuilding Scientific and Production Incorporation”); Yozhef Zayats, Doctor of Engineering Sciences, Professor (Koshitse Technological Institute, Koshitse, Slovakia); Karpus V. E., Doctor of Engineering Sciences, Professor (Academy of Internal Military Forces of the Ministry of Home Affairs of Ukraine, Kharkov, Ukraine).

Journal of Engineering Sciences, Vol. 1, Issue 3 (2014), pp. iii–v.

ЖУРНАЛ ІНЖЕНЕРНИХ НАУК JOURNAL OF ENGINEERING SCIENCES ЖУРНАЛ ИНЖЕНЕРНЫХ НАУК Web site: http://jes.sumdu.edu.ua/ Том 1, № 3 (2014) СОДЕРЖАНИЕ ТЕХНОЛОГИЯ МАШИНОСТРОЕНИЯ, СТАНКИ И ИНСТРУМЕНТЫ

В. А. Залога, В. В. Нагорный Прогнозирование ресурса режущего инструмента

А 1–А 10

Ю. В. Шаповал, Д. В. Криворучко Стенд для исследования процесса точения с высокими частотами вращения шпинделя

А 11–А 18

С. В. Швец, У. С. Швец Вычислительная система для определения режимов резания

А 19–А 25

ИССЛЕДОВАНИЕ РАБОЧИХ ПРОЦЕССОВ В МАШИНАХ И АППАРАТАХ

Ю. В. Байдак Исследование термодинамического цикла холодильной машины с герметичным компрессором

В 1–В 7

А. В. Литвиненко, Н. П. Юхименко Исследование скорости витания полидисперсных материалов для определения возможности их разделения в пневмоклассификаторы

В 9–В 13

P. А. Острога, Н. П. Юхименко, С. М. Яхненко, Джаваид Адил Кинетика теплообмена при капсулировании минеральных гранул суспензией куриного помета в аппарате кипящего слоя

В 15–В 18

ДИНАМИКА И ПРОЧНОСТЬ. ГЕРМОМЕХАНИКА

И. Б. Каринцев, А. А. Жулев Влияние эксцентриситета на напряженно-деформированное состояние цементного кольца в буровой скважине

С 1–С 6

Б. В. Ништа, Ю. В. Лахтин, Ю. В. Смеянов Компьютерное моделирование и численный анализ напряженного состояния зуба после реставрации кариозной полости

С 7–С 12

ВОПРОСЫ МАТЕРИАЛОВЕДЕНИЯ

В. А. Козечко Интенсификация процесса азотирования конструкционной стали

F 1–F 5

Зміст || Contents || Содержание

ЖУРНАЛ ІНЖЕНЕРНИХ НАУК JOURNAL OF ENGINEERING SCIENCES ЖУРНАЛ ИНЖЕНЕРНЫХ НАУК Web site: http://jes.sumdu.edu.ua/ Том 1, № 3 (2014) ЗМІСТ ТЕХНОЛОГІЯ МАШИНОБУДУВАННЯ, ВЕРСТАТИ ТА ІНСТРУМЕНТИ

В. О. Залога, В. В. Нагорний Прогнозування ресурсу різального інструменту

А 1–А 10

Ю. В. Шаповал, Д. В. Криворучко Прогнозування ресурсу різального інструменту

А 11–А 18

С. В. Швець, У. С. Швець Обчислювальна система для визначення режимів різання

А 19–А 25

ДОСЛІДЖЕННЯ РОБОЧИХ ПРОЦЕСІВ У МАШИНАХ ТА АПАРАТАХ

Ю. В. Байдак Дослідження термодинамічного циклу холодильної машини із герметичним компресором

В 1–В 7

А. В. Литвиненко, М. П. Юхименко Дослідження швидкості витання полідисперсних матеріалів для визначення здатності їх розділення у пневмокласифікаторі

В 9–В 13

P. О. Острога, М. П. Юхименко, С. М. Яхненко, Джаваїд Аділ Кінетика теплообміну під час капсулювання мінеральних гранул суспензією курячого посліду в апараті киплячого шару ДИНАМІКИ ТА МІЦНІСТЬ. ГЕРМОМЕХАНІКА

В 15–В 18 С

І. Б. Карінцев, О. О. Жульов Вплив ексцентриситету на напружено-деформований стан цементного кільця в буровій свердловині

С 1–С 6

Б. В. Нішта, Ю. В. Лахтін, Ю. В. Сміянов Комп’ютерне моделювання та чисельний аналіз напруженого стану зуба після реставрації каріозної порожнини

С 7–С 12

ПИТАННЯ МАТЕРІАЛОЗНАВСТВА

В. А. Козечко Інтенсифікація процесу азотування конструкційних сталей

Journal of Engineering Sciences, Vol. 1, Issue 1 (2014), pp. vi–viii.

F 1–F 5

vii

ЖУРНАЛ ІНЖЕНЕРНИХ НАУК JOURNAL OF ENGINEERING SCIENCES ЖУРНАЛ ИНЖЕНЕРНЫХ НАУК Web site: http://jes.sumdu.edu.ua/ Том 1, № 3 (2014)

CONTENTS ENGINEERING, MACHINES AND TOOLS

V. O. Zaloga, V. V. Nahornyi Life prediction of cutting tools

А 1–А 10

Yu. V. Shapoval, D. V. Kryvoruchko Stand for investigation of the process of turning at high speed spindle

А 11–А 18

S. V. Shvets, U. S. Shvets The computing system for definition of conditions of cutting

А 19–А 25

INVESTIGATION OF WORK PROCESSES IN MACHINES AND DEVICES

Yu. V. Baydak Refrigeration machine with hermetic compressor thermodynamic cycle research

В 1–В 7

A. V. Lytvynenko, M. P. Yukhymenko Research of the polydispersed products terminal velocities to determine their separation ability in the pneumatic classifier

В 9–В 13

R. O. Ostroha, M. P. Yukhymenko, S. M. Yahnenko, Adeel Javaid Kinetics of heat exchange with the capsulation of mineral granules suspension of chicken manure in a fluidized bed apparatus

В 15–В 18

DYNAMICS AND STRENGTH. SEALING MECHANICS

I. B. Karintsev, A. A. Zhulyov Influence of eccentricity on deflected mode of cement ring in bore

С 1–С 6

B. V. Nishta, Yu. V. Lakhtin, Yu. V. Smeyanov Computer modeling and numerical analysis of the stress state after the restoration of a tooth cavity

С 7–С 12

PROBLEMS OF MATERIALS SCIENCE

V. A. Kozechko Nitriding process intensification steel structures

F 1–F 5

viii

Зміст || Contents || Содержание

ЖУРНАЛ ІНЖЕНЕРНИХ НАУК JOURNAL OF ENGINEERING SCIENCES ЖУРНАЛ ИНЖЕНЕРНЫХ НАУК Web site:

http://jes.sumdu.edu.ua/ Том 1, № 3 (2014) УДК 621.924

Прогнозирование ресурса режущего инструмента В. А. Залога1), В. В. Нагорный2) 1), 2)

Сумский государственный университет, ул. Римского-Корсакова, 2, Сумы, Украина, 40007

Article info: Paper received: The final version of the paper received: Paper accepted online:

02 December 2014 30 January 2015 05 November 2015

Correspondent Author's Address: zalogav@gmail.com 2) potti89@mail.ru

В статье рассматривается один из вариантов решения ключевой проблемы обработки материалов резанием – прогнозирования ресурса режущего лезвийного инструмента и разработки на этой основе нового метода диагностирования степени критичности его технического состояния, что и предопределило актуальность представленного в статье материала. При этом под ресурсом понимается период стойкости инструмента между переточками, т. к. длительность эксплуатации инструмента, не требующего перезаточки, наиболее просто поддается автоматическому контролю. Целью исследований, результаты которых изложены в настоящей статье, является создание метода прогнозирования ресурса режущего инструмента, основывающегося на непрерывном контроле в процессе резания величины давления звука, сопровождающего обработку резанием. В процессе исследований были использованы методы: системного анализа, теории резания, теории колебаний и идентификации, выполняемой методом случайного поиска. В результате проведенных исследований разработан метод прогнозирования ресурса режущего инструмента, основывающегося на идентификации параметров прогнозной модели по результатам непрерывного контроля величины давления звука, сопровождающего процесс резания. Причем модель составлена таким образом, что искомый ресурс включен в ее математическую структуру, что позволяет исключить использование при прогнозировании статистически ненадежных критериальных параметров, описывающих предельное состояние инструмента. Ключевые слова: контроль, диагностирование, качество изготовления, прогноз наработки, показатель состояния.

1. ВВЕДЕНИЕ В машиностроении значительное место занимает обработка деталей резанием, качество которой зависит от прогрессивности задействованных технологических процессов, степени их механизации и автоматизации. При этом одной из наиболее важных задач автоматизированного производства является диагностирование технического состояния одной из основных составляющих производства – металлообрабатывающей технологической системы. Основной функцией диагностического контроля является оценка степени критичности текущего состояния режущего инструмента, которая наиболее эффективно осуществляется на основе прогнозирования фактического ресурса инструмента. Знание фактического ресурса позволяет избегать незапланированных простоев оборудования, связанных с заменой бракованной детали и внезапно отказавшего режущего инструмента. 2. ПОСТАНОВКА ПРОБЛЕМЫ Обеспечение эффективности процесса металлообработки невозможно без информации о непрерывно изменяющемся состоянии режущего инструмента. В зависимости от качества режущего инструмента его ресурс в одной партии колеблется от 15 до 35 % от

среднего значения, если же время работы инструмента определяется худшим образцом в партии, то наиболее устойчивые образцы при фиксированной наработке используют свой ресурс, в лучшем случаи только на 65 % [1]. При этом под ресурсом в соответствие с [2] понимается наработка режущего инструмента от начала резания новым инструментом до достижения им предельного состояния. Причем среди различных характеристик ресурса (временной, массовый, путевой, поверхностный, объемный, штучный) выбран временной ресурс. Контроль состояния инструмента непосредственно в процессе резания с целью определения степени его критичности, а соответственно и для прогнозирования его наработки до замены, является достаточно сложным процессом. Так, например, измерение износа лезвийного режущего инструмента надо проводить после каждого цикла обработки [3], но в этом случае сложно прогнозировать наступление критического состояния инструмента: предельного износа, выкрашивания, скола, поломки, а тем более осуществлять долгосрочные прогнозы для определения момента его замены. Подобный контроль требует, как правило, прерывания процесса обработки, что существенно снижает ее эффективность.

Journal of Engineering Sciences, Vol. 1, Issue 3 (2014), pp. А 1–А 10.

Без своевременной же информации о фактическом ресурсе режущего инструмента существенно усложняется как оптимизация процесса резания, так и предотвращение брака. Поэтому для оперативной диагностики нередко применяют косвенные методы, в частности контролируют состояние инструмента по уровню звука, сопровождающего процесс резания [4]. К настоящему времени удалось выявить физические процессы, сопровождающие процессы резания, и установить перечень их параметров, адекватно реагирующих на изменение состояния режущего инструмента [5], разработать методики измерения этих параметров и последующей обработки результатов зарегистрированной информации [6, 7]. Однако, несмотря на это, проблема создания системы оперативного прогнозирования ресурса режущего инструмента в необходимом объеме все еще остается практически нерешенной. Это объясняется тем, что действующие методы прогнозирования и диагностики имеют ряд недостатков: во-первых, они основываются на сравнении диагностического признака с определенным эталоном, который, в принципе, не может иметь место т. к. сочетаний таких элементов обрабатывающей системы, как заготовка и инструмент, достаточно большое, не поддающееся статистической обработке, количество. Это не позволяет говорить о каком-либо даже среднестатистическом по характеристикам эталоне, хотя решение данной проблемы находится достаточно просто – эталоном для каждой пары «заготовкаинструмент», на самом деле, является она сама; во-вторых, при диагностировании пытаются оценивать степень критичности состояния инструмента на основании текущих измерений контролируемых параметров, не учитывая результаты предыдущего контроля (предысторию нагружения), что приводит к значительным ошибкам прогнозирования, дискредитирующим саму идею оперативного контроля состояния инструмента. Последнее, кстати, является одной из основных причин отсутствия до сих пор эффективной системы прогнозирования ресурса режущего инструмента. Так, в работе [8] получено уравнение регрессии, позволяющее для заданного режима резания и заданной величины износа прогнозировать ресурс режущего инструмента из КНТ16 при чистовом точении детали из сплава прецизионного магнитномягкого марки 50 Н (пермаллой).

В [9] прогнозное значение ресурса определяют по следующей зависимости:

Т  Т ЭТ

V , VЭТ

где Т – среднее прогнозируемое время безаварийной работы твердосплавных режущих инструментов, подвергающихся испытаниям, из текущей партии образцов (период стойкости), мин; Т ЭТ – средний период ресурса для твердосплавных режущих инструментов из эталонной партии твердого сплава; VЭТ и V – средние величины скорости резания, полученные при измерении характеристики поверхностной полиоксидной структуры у твердосплавных режущих инструментов соответственно в эталонной и контролируемой партиях твердосплавных пластин. Согласно [10] прогноз ресурса определяют по следующей зависимости:

T

hПР  hПРИР , К

где hПР , hПРИР – оценка величины износа соответственно в текущий момент времени и смещение линейной функции аппроксимации); К – коэффициент наклона линейной функции аппроксимации ( K  tg (СРЕД ) ). В [11] прогнозирование ресурса инструмента предлагается осуществлять по величине сигнала акустической эмиссии, регистрируемого в два характерных момента поведения кривой, описывающей изменение амплитуды сигнала в зависимости от времени Расчет ресурса проводится по следующей формуле:

T П 

 Н  П АН  АП

 АК  АП  ,

 П – время первого замера на втором экстремуме графика сигнала акустической эмиссии;  H – время второго замера; АП – амплитуда сигнала акустичегде

ской эмиссии в точке второго экстремума графика акустической эмиссии; АH – амплитуда сигнала акустической эмиссии в точке второго замера амплитуды акустической эмиссии; АK – амплитуда сигнала

T  18, 21  0, 099 V  1100, 062 S  405, 06 hз  0, 00031 V 2  5367, 63 S 2  6405,19 hз 2  13, 4 V  S  2,56 V hз  23872 S hз  0, 034 V 2 S  0, 0064 V 2  hз  76.59 V S 2  104536,3 S 2  hз  0,19 V 2  S 2  219,53 V S  hз  1254, 44 V S 2  hз  0,55 V 2  S hз  3,14 V 2  S 2  hз .

Уравнение подтверждает общеизвестный факт доминирующего влияния на ресурс инструмента скорости резания V и подачи S. Как видим, эмпирические формулы, аргументами которых являются режимы резания, имеют, порой, весьма сложный характер. Для упрощения их выражений и соответственно для повышения надежности прогноза предлагается использовать характеристики физических процессов, сопровождающих процесс резания.

акустической эмиссии, соответствующая критическому износу инструмента. Следует отметить, что рассмотренные выше методы прогноза рассчитаны на проведение прогноза ресурса инструмента в лабораторных условиях с научно-исследовательской целью. Условия лаборатории, естественно, весьма далеки от условий реального производства, что существенно затрудняет перенос получаемых там результатов в реальное производство.

Технологія машинобудування, верстати та інструменти

Общим недостатком этих методов прогнозирования является то, что они приводят к существенным погрешностям прогноза, во-первых, из-за весьма сложного и во многом искусственного характера предлагаемых зависимостей, требующих регистрации множества исходных для расчета данных и, вовторых, не позволяют учесть индивидуальные особенности технологических условий, в которых протекает контролируемый в текущий момент времени процесс резания. 3. ЦЕЛЬ, ПРЕДМЕТ И МЕТОДИКА ИССЛЕДОВАНИЙ Целью исследований являлась разработка метода диагностирования динамического состояния лезвийного режущего инструмента, выполняемого на основе прогнозирования в режиме реального времени его фактического ресурса. Предметом исследований был процесс продольного точения, осуществлявшийся на токарновинторезном станке типа 16К20Т1. Материалом заготовки длиной 250 мм и диаметром 100 мм являлась конструкционная легированная сталь 40Х. Заготовка находилась в состоянии поставки и предварительной термообработке не подвергалась. Твердость заготовки 165 НВ. Методика исследований заключалась в аппроксимации тренда давления звука [12], сопровождающего обработку резанием, графиком прогнозной модели. В процессе аппроксимации определяются (идентифицируются) параметры прогнозной модели, в том числе и искомый ресурс инструмента как один из ее параметров. В связи с тем, что исходные для расчета данные получены при обработке конструкционной легированной стали, был принят соответствующий этим сталям классический закон изменения износа режущего инструмента во времени (рис. 1) [3, 13]. В точке А кривой заканчивается участок приработки инструмента (износ hЗпр ) и начинается участок

катастрофическому износу (рис. 1, участок ВВ1), в конце которого износ инструмента достигает предельно допустимой величины hЗпр , что требует прекращения процесса резания. Работа инструмента на участке В1С нецелесообразна [3] и даже недопустима, т. к. износ инструмента достигает недопустимой величины hЗнд [3, 14], что может привести к поломке инструмента и даже к аварии в условиях безлюдного автоматизированного производства при достижении длительности обработки Т АВ .

Рис. 1. Классическая кривая износа режущего инструмента при обработке конструкционных сталей

Для решения данной задачи была разработана соответствующая прогнозная модель, отличительная особенность которой заключается в том, что искомый ресурс инструмента является одним из её компонентов. При выполнении этих условий модель позволяет в режиме реального времени, не прерывая процесс резания, прогнозировать момент своевременной замены инструмента. 4. ПРОГНОЗНАЯ МОДЕЛЬ

нормального (линейного) износа. Этот участок заканчивается в точке В, где инструмент достигает оптимального по технологическому критерию износа hЗопт . Далее начинается участок, предшествующий

Прогнозная модель состоит из двух компонент. Первая компонента описывает участок стабильного поведения тренда (рис. 2 а), а вторая – участок его возрастания (рис. 2 б). Переходный участок отдельно не моделировался, т. к. он получается автоматически при сложении

а)

б)

Рис. 2. Тренд амплитуды давления звука, сопровождающего процесс резания: а) участок нормального износа; б) участок катастрофического износа

Journal of Engineering Sciences, Vol. 1, Issue 3 (2014), pp. А 1–А 10.

графиков, описывающих изменение во времени каждой из компонент. Преобразуем приведенные на рис. 2 пропорции в уравнения (1) – для участка нормального и (2) – для участка катастрофического износа. Одновременно введём показатель степени для учета нелинейности тренда, неминуемо проявляющейся в практике звукообразования. С точки зрения математики это увеличивает число степеней свободы (число параметров) прогнозной модели и тем самым повышает точность описания с её помощью экспериментальных данных. На обоих участках серым цветом выделены геометрически подобные треугольники. Треугольники № 1 соответствуют участку аппроксимации, а № 2 – участку экстраполяции. Следует отметить, что их подобие имеет и физическое обоснование. Так, в соответствии с постулатом физики, сформулированным К. Шенноном: «основные закономерности, наблюдавшиеся в прошлом, будут сохранены в будущем» [15]. На данном утверждении основываются методы экстраполяционного прогнозирования [16]. 

НИ ЗВi

Е где

    i  0   Ф    ЕЗВ 0       ,   TНИ   i  

ext ext –   ЕЗВ  ЕЗВi , ЕЗВ

(1)

предельное значение зву-

кового давления, при достижении которого инструмент находится в нерабочем состоянии и требует Ф замены; ЕЗВ – величина давления звука, зареги0 стрированная при первом (исходном) диагностировании состояния инструмента (после периода приработки (рис. 1, область точки А), которым ввиду его малости (кратковременности) пренебрегаем). КИ ЗВi

    i  0   Ф   (1  ) ЕЗВ 0      ,   TКИ   i  

(2)

ext где   ЕЗВ  ЕЗВi . Сложив выражения (1) и (2), получим аналитическое описание искомой двухкомпонентной прогнозной модели, описывающей тренд диагностического признака износа инструмента – давления звука – на участках нормального (линейного) и катастрофического (предкатастрофического) износов вплоть до его замены.

     0   Ф ЕЗВ    ЕЗВ        0 Т НИ             0   Ф (1  )  ЕЗВ  , 0     Т КИ     

где

реализуемом диапазоне их изменения. В качестве оптимального (искомого) сочетания этих параметров выбирается сочетание, обеспечивающее минимум функционала

(3)

TНИ , TКИ – ресурс инструмента, реализуемый на

ные параметры прогнозной модели, определяемые в процессе её идентификации по результатам контроля тренда давления звука.

Ф Р  , U    ЕЗВi  ЕЗВi

(4)

где m – количество измерений уровня звука, проведенных за все время контроля состояния инструменФ та; ЕЗВi – фактические амплитуды давления звука, зарегистрированные за все время резания, в том Р числе и в текущий момент времени; ЕЗВi – расчётные амплитуды давления звука, определяемые по формуле (5) и описывающие поведение тренда звука в течение всего периода резания, в том числе и в текущий момент резания. Применение прогнозной модели (3) проиллюстрировано на рис. 3, где показана аппроксимация графиком прогнозной модели тренда давления звука, зафиксированного при продольном точении на режимах, приведенных в табл. 1. Там же изображены графики первого и второго компонентов модели, описывающих нормальный и катастрофический (предкатастрофический) износы. Из рис. 3 и зависимости (3) следует, что режущий инструмент испытывает воздействие комбинированных нагрузок, одна из которых является причиной нормального износа, а вторая – причиной катастрофического износа. Совместное воздействие этих нагрузок в соответствии с теорией линейного накопления повреждений [17] характеризуется суммарной повреждаемостью, определяемой из следующего выражения:

 hПР  hПР  hПР Т ПР где

участке нормального и катастрофического износа соответственно, мин; Т НИ , Т КИ ,  ,  ,  ,  ,  – опыт-

Математически аппроксимация заключается в минимизации функции невязки (4) фактически зарегистрированных амплитуд давления звука и их расчётных значений, полученных с помощью многократных итеративных расчётов значений функции (3). Расчёты проводятся методом случайного поиска (методом Монте-Карло), при котором 30 тыс. раз осуществляется случайный перебор значений опытных параметров Т НИ , Т КИ ,  ,  ,  ,  ,  в физически



TНИ



TКИ

(5)

 hПР – предельно допустимый износ инструмен-

та (рис. 1, точка В1), в качестве которого можно рассматривать, например, оптимальный износ, соответствующий точке В на рис. 1; TПР – ресурс инструмента, ограничиваемый комбинированным воздействием нагрузок; h Т ПР – результирующая скорость

 ПР

износа (повреждаемость) инструмента при комбинированном воздействии нагрузок; h Т НИ – повре-

 ПР

ждаемость инструмента на участке нормального износа; h Т КИ – повреждаемость инструмента

 ПР

на участке катастрофического (предкатастрофического) износа.

Технологія машинобудування, верстати та інструменти

Рис. 3. Иллюстрация прогнозирования наработки инструмента до его замены

Окончательно выражение для прогноза ресурса режущего инструмента TПР , мин, запишется в сле-

ны жизненного цикла инструмента не превышают 5 %. Прогнозная величина ресурса

дующем виде:

Т ПР

T T  НИ КИ . TНИ  TКИ

(6)

На рис. 4 показан пример аппроксимации тренда звука графиком функции (3) (рис. 4 а). Там же выделены участки тренда, соответствующие характерным участкам кривой износа инструмента (рис. 1). Результаты прогноза ресурса TПР приведены на рис. 4 б). Из рисунка следует, что прогноз существенно изменяется (колеблется) на участке приработки инструмента, а далее, примерно с середины жизненного цикла инструмента, его вариация существенно уменьшается. Для уменьшения колебаний прогноза TПР , рассчитываемого по формуле (6), применяется экспоненциальное сглаживание его величины [16]:

Т ПРi  k Т ПРi  (1  k )  Т ПРi 1 , где

Т ПРi , Т ПРi 1 –

(7)

соответственно, текущее и преды-

дущее сглаженное значение прогноза ресурса;

TПРі –

текущее рассчитанное по формуле (7) значение прогноза; k – коэффициент сглаживания ( k =0,2). На рис. 4 б) указаны так же доверительные границы Т НГ  Т ВГ , в пределах которых с доверительной вероятностью 0,95 колеблется прогноз

TПРі . Как

видим, отклонения прогноза от среднего, экспоненциально сглаженного значения примерно с середи-

Тˆ ПР характеризует

наработку инструмента до выхода его из строя. Процесс же обработки детали должен быть прекращён до наступления этого срока, в противном случае это приведёт к браку детали. Определение момента своевременного прекращения процесса резания предлагается осуществлять посредством специально разработанного для этого показателя качества обработки аКАЧ [12]. 5. МЕТОД ДИАГНОСТИРОВАНИЯ СОСТОЯНИЯ ЛЕЗВИЙНОГО ИНСТРУМЕНТА Главным предназначением технологической металлообрабатывающей системы является качественная обработка детали, что, в свою очередь, напрямую зависит от состояния режущего инструмента. Разработанный метод диагностирования основывается на том, что степень критичности состояния инструмента и, соответственно, качество обработки детали и состояние обрабатывающей системы в целом было предложено оценивать посредством безразмерного показателя аКАЧ , представляющего в понятиях теории «нечетких множеств» «функцию принадлежности» [18]. «Функция принадлежности» трансформирует исходные значения входных переменных (амплитуды давления звука EЗВ , текущей наработки инструмента

 и прогноза его ресурса TˆПР ) в значения лингви-

стических переменных «термов» – диагнозов текущего состояния обрабатывающей системы.

Journal of Engineering Sciences, Vol. 1, Issue 3 (2014), pp. А 1–А 10.

A A5

Показатель

аКАЧ по своей сути является безраз-

аКАЧ была представлена в

мерным параметром подобия, поэтому аналитическое выражение для него было получено методом, применяемым в теории подобия и размерностей [19]. Следуя этому методу, полагали, что величина показателя аКАЧ описывается следующим набором опре-

таком виде:

деляющих параметров, а именно: исходной величиной износа – h( 0 ) , текущей величиной износа –

В процессе резания величина износа оценивается косвенным образом по значению его диагностического признака. В качестве подобного признака используется амплитуда давления звука, сопровождающего процесс резания. Исходя из постулата о взаимосвязи контролируемого параметра и его диагностического признака [12], т. е. износа инструмента и амплитуды давления EЗВ ~h, равенство (11) переписали в сле-

h( ) , текущей наработкой инструмента –  и текущим прогнозом ресурса инструмента – TПР ( ) . Эти параметры имеют (  h( 0 )  L,  h( )  L )

размерности длины и времени

L T

(    T , Т ПР ( )  T ). Искомый показатель

аКАЧ

аКАЧ 

h( )   . h( 0 ) TПР ( )

(11)

дующем виде: представляли как

функцию произведения этих определяющих параметров, каждый их которых возведен в свою степень:

аКАЧ  f (h( 0 ), h( ), , TПР )    h ( 0 )  h  ( )    TПР .

(8)

Далее определяли значения показателей степени. Для этого заменяли величины, стоящие в выражении (8), их размерностями

1  L L T  T   L   T   .

(9)

Поскольку искомый показатель – безразмерная величина, равная согласно положениям теории размерностей единице, то сомножители в правой части равенства (9) должны иметь нулевую степень, т. е.

    0,     0.

(10)

Данную систему двух уравнений с четырьмя неизвестными дополняли до 4-х уравнений следующими условиями:   1,   1. Совместное решение этих четырех уравнений привело к следующему результату:   1,   1,   1,   1. В результате этого фор-

мула для показателя

аКАЧ 

ЕЗВ ( )   . ЕЗВ ( 0 ) TПР ( )

(12)

аКАЧ состоит из двух множителей, первый из которых ЕЗВ ( ) ЕЗВ ( 0 ) Как видим, показатель

представляет безразмерную величину амплитуды давления и играет роль своеобразного коэффициента безопасности. Чтобы показать роль этого множителя, выражение (12) преобразовали относительно второго множителя:

 TПР ( )

 аКАЧ 

ЕЗВ ( 0 )  ЕЗВ ( )

(13)

На участке нормального износа (стационарного изменения тренда давления звука) величина дроби

ЕЗВ ( 0 ) ЕЗВ ( ) близка по величине к единице, т. к.

величина давления звука изменяется незначительно

КАЧ (рис. 3, 4). При приближении показателя к единице левая часть равенства (13) также стремится к единице, что свидетельствует об исчерпании ресурса инструмента в условиях нормального износа и требует его замены. При этом «технологические критерии» состояния инструмента не будут нарушены,

а) б) Рис. 4. Аппроксимация графиком прогнозной модели (3) тренда давления звука: а) сопровождающего процесс продольного точения; б) прогноз наработки инструмента до его замены (б) (обрабатываемый материал – сталь 45; S = 0,5 мм/об; t = 1,2 мм; n = 560 об/мин; материал режущей пластинки Т15К6)

Технологія машинобудування, верстати та інструменти

т. к. шероховатость и точность формы детали не выйдут за границы технических условий. При переходе же на участок катастрофического износа, из-за увеличения амплитуды давления звука ЕЗВ ( ) , дробь

ЕЗВ ( 0 ) ЕЗВ ( ) начнет уменьшаться. Это при-

ведет к тому, что по мере приближения показателя аКАЧ к единице дробь в левой части равенства не превысит единицы. В результате этого процесс резания будет прекращен раньше, чем инструмент исчерпает ресурс в условиях катастрофического износа, т. е. будет выполнено условие   Т КИ . Данное обстоятельство позволит заменить инструмент в точке В1 классической кривой износа (рис. 1) и избежать тем самым его аварийной поломки и брака детали. На рис. 5 приведен пример изменения показателя аКАЧ в зависимости от длительности резания. Показатель определялся при продольном точении стали 40Х резцом с режущей пластинкой Т15К6 на режимах: S = 0,15 мм/об, t = 1,5 мм, n = 560 об/мин. На рисунке приведены также фотографии пластинки, сделанные в различные моменты ее эксплуатации, наглядно показывающие ухудшение ее состояния с течением времени. Как видим, изменение показателя аКАЧ согласовывается с изменением состояния режущей пластинки. Возвращаясь к понятиям теории «нечетких множеств», отметим, что параметр аКАЧ , являясь «функцией принадлежности», за время резания, возрастая по величине, проходит последовательно ряд значений лингвистической переменной. Лингвистическая переменная, названная «показателем состояния режущего инструмента», имеет ряд «термов». «Термы» представляют собой набор вербальных значений, описывающих постепенно ухудшающийся диагноз состояния инструмента и качества обработки детали (рис. 4 и 5).

Приведенные в табл. 1 физические значения «термов», т. е. разделяющие их границы, представляют нормализованный ряд предпочтительных чисел R5, являющийся геометрической прогрессией с корнем q  5 10  1,56 [20]. Таблица 1 – Базовая шкала лингвистической переменной «показатель состояния режущего инструмента»

Хорошее состояние 0–0,41

Вербальные значения «термов» ПриемДопуТребуетлемое стимое ся подсостояние состояналадка ние 0,41–0,63 0,63–0,9 0,9–1,0

Недопустимое состояние >1,0

Предпоследний «терм» под названием «Требуется подналадка» соответствует промежуточному участку ВВ1 кривой износа (рис. 1) и тренда давления звука (рис. 4 а). Прекращение обработки детали при попадании значения «функции принадлежности» в этот «терм» обеспечивает выполнение дополнительных условий безопасности и может быть рекомендованным к применению при изготовлении ответственных изделий, а также при адаптивном управлении резанием. Процедура диагностирования заключается в преобразовании при помощи «функции принадлежности» аКАЧ исходных значений входных переменных (амплитуды давления звука

EЗВ , текущей наработки инструмента  и прогноза его ресурса TˆПР ) (формула 7) в значения лингвистических переменных. И в зависимости от значения лингвистической переменной текущее состояние инструмента, а следовательно, и качество обработки детали, и состояние обрабатывающей системы в целом относится к тому или иному «терму», т. е. ставится тот или иной диагноз их технического состояния.

A Рис. 5. Изменения показателя

аКАЧ

и состояния режущей пластинки, зафиксированные при продольном точении

Journal of Engineering Sciences, Vol. 1, Issue 3 (2014), pp. А 1–А 10.

Для внедрения в практику резания данного метода диагностирования необходима его автоматизация. Автоматизация должна осуществляться посредством носимого или встраиваемого микропроцессорного устройства, программное обеспечение которого воспроизводит алгоритм разработанного метода диагностирования. Автоматизация позволит непрерывно диагностировать состояние лезвийного инструмента в режиме реального времени, упреждая его внезапную поломку и брак детали и решая тем самым главную задачу машиностроительного производства – повышения его качества и производительности. ВЫВОДЫ 1. Обеспечение эффективности процесса металлообработки невозможно без информации о непрерывно изменяющемся состоянии режущего инструмента. Для решения данной задачи был разработан метод прогнозирования ресурса инструмента и диагностирования на основе этого степени критичности его состояния. 2. Для прогноза ресурса инструмента впервые предложена прогнозная модель, отличающаяся от известных тем, что искомый ресурс включён в ее математическую структуру и находится путем идентификации модели по результатам оперативного контроля тренда давления звука, сопровождающего процесс резания.

3. На основе найденного ресурса инструмента и измеренных амплитуд звукового давления согласно разработанному методу диагностирования рассчитывается безразмерный показатель состояния, представляющий в понятиях теории «нечетких множеств» «функцию принадлежности». Процедура диагностирования в этом случае заключается в преобразовании при помощи «функции принадлежности» исходных значений входных переменных (амплитуды давления звука, текущей наработки инструмента и прогноза его ресурса) в ряд «термов» лингвистической переменной, именуемой «показатель состояния режущего инструмента». «Термы» являются диагнозами текущего состояния инструмента, определение которых и является конечной целью процесса диагностирования его технического состояния. 4. Непременным условием применения в практике обработки материалов резанием рассмотренного метода прогнозирования ресурса режущего инструмента является автоматизация всех процедур его выполнения, начиная с измерения звукового давления и заканчивая анализом исходной информации с представлением результатов анализа в наглядной форме. Автоматизация должна осуществляться посредством переносного или встраиваемого микропроцессорного устройства, программное обеспечение которого воспроизводит алгоритм разработанного метода прогнозирования ресурса инструмента и диагностирования на этой основе степени критичности его состояния.

Life prediction of cutting tools V. O. Zaloga1), V. V. Nahornyi2) 1), 2)

Sumy State University, 2, Rimsky Korsakov Str., 40007, Sumy, Ukraine The purpose of this article is to examine the methods of diagnosing the quality of functioning of technological system of lathe. This article presents review of the results of mathematical modeling of the dynamics for the wear of a blade tool. It discusses the behavior of sound trend, which accompanying the cutting process as a source of indirect information about the state of the blade tool. The development of a method begins from practice. It is known that when tool wear linear growth the trend of sound is sufficiently stable. When the tool wear is catastrophic the sound trend is fairly sharply. The purpose of diagnosis is just the prediction of the moment of catastrophic tool wear. To solve this problem it is necessary to develop an appropriate prediction model. This model should be a function of time and includes seeking resource of the cutting tool. Under these conditions, the model will solve the basic problems of diagnostics in real time without interrupting the cutting process to monitor the status of the system and the quality of machined surface. To solve this problem was developed predictive model, a distinctive feature and scientific novelty of which is that the seeking tool life is included in the model as one of its main parameters. This parameter is under of identification of the model parameters on the results of monitoring the sound accompanying the cutting process. A tool life characterizes the deadline for its operation at which the tool should be replaced. Naturally, the cutting process must be suspended until the exhaustion of the tool life for to maintain the quality of workpiece. For practical application of this method a "Hardware - software system", which allows to diagnose the quality of the functioning of the metalworking technology system in real time was developed. Key words: control, diagnosis, prognosis, quality, forecast operating time.

Технологія машинобудування, верстати та інструменти

Прогнозування ресурсу різального інструменту В. О. Залога1), В. В. Нагорний2) 1), 2)

Сумський державний університет, вул. Римського-Корсакова, 2, Суми, Україна, 40007 У статті розглядається один із варіантів вирішення ключової проблеми обробки матеріалів різанням – прогнозування ресурсу різального лезового інструменту та розроблення на цій основі нового методу діагностування ступеня критичності його технічного стану, що й зумовило актуальність поданого матеріалу. При цьому під ресурсом розуміють період стійкості інструменту між переточуваннями, тому тривалість експлуатації інструменту, що не потребує перезаточування, найбільш просто піддається автоматичному контролю. Метою досліджень, результати яких викладені у цій статті, є створення методу прогнозування ресурсу різального інструменту, що ґрунтується на безперервному контролі в процесі різання величини тиску звуку, що супроводжує обробку різанням. У процесі досліджень були використані такі методи: системного аналізу, теорії різання, теорії коливань та ідентифікації, виконуваної методом випадкового пошуку. За результатами проведених досліджень розроблено метод прогнозування ресурсу різального інструменту, що ґрунтується на ідентифікації параметрів прогнозної моделі за результатами безперервного контролю величини тиску звуку, що супроводжує процес різання. Причому модель складена таким чином, що ресурс включений до її математичної структури, що дозволяє виключити використання при прогнозуванні статистично ненадійні критеріальні параметри, що описують граничний стан інструменту. Ключові слова: контроль, діагностування, якість виготовлення, прогноз напрацювання, показник стану.

СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННЫХ ИСТОЧНИКОВ 1. Козочкин М. П. Диагностика и мониторинг сложных технологических процессов с помощью измерения виброакустических сигналов / М. П. Козочкин, Н. А. Кочинев, Ф. С. Сабиров // Измерительная техника. – 2006. – № 7. – С. 30–34. 2. Инструменты режущие. Термины и определения общих понятий: ГОСТ 25751-83. – [Дата введения 1989-10-01]. М.: ГОССТАНДАРТ. – 26 с. 3. Основы теории резания материалов: учебник / [Н. П. Мазур, Ю. Н. Внуков, А. И. Грабченко и др.]; под общ. ред.: Мазура Н. П., Грабченко А. И. – [2-е изд.]. – Х.: НТУ "ХПИ", 2013. – 534 с 4. Kuei-Shu Hsua. Optimization of tool wear ratio for automation computer numerical controlled system / Kuei-Shu Hsua // Journal of Information and Optimization Sciences. – 2011. – Vol. 32, Issue 4. – Р. 987–996. 5. Pinner Tobias. Monitoring Lathe Tool’s Wear Condition by Acoustic Emission Technology. Lecture Notes in Mechanical Engineering. «Advances in Condition Monitoring of Machinery in Non-Stationary Operations» / Pinner Tobias. – Springer – Verlag Berlin Heidelberg, 2014. – Р. 183–193. 6. Smith G. C. A method for detecting tool wear on a CNC lathe using a doppler radar detector / G. C. Smith // The International Journal of Advanced Manufacturing Technology. – February 2005. – Vol. 25, Issue 3–4. – Р. 270–280. 7. Tool flank wear condition monitoring during turning process by SVD analysis on emitted sound signal / [Raja S., Sayeed A., Samraj et al.] // European Journal of scientific research. – 2011. – Vol.49, Issue 4. – P. 503–509. 8. Пат. 2260786 Российская Федерация, МПК7 G 01 N 3/58. Способ прогнозирования износостойкости твердосплавных режущих инструментов / Нестеренко В. П. (RU); заявитель и патентообладатель Томский политехнический университет (RU). – № 2004124849/28; заявл. 13.08.2004, опубл. 20.09.2005, Бюл. № 28/2005. – 3 с. 9. Пат. 2417140 Российская Федерация, МПК7 G 01 N 3/58. Устройство контроля износа и прогнозирования остаточной стойкости режущего инструмента для системы чпу станка / Мартинов Г. М., Синопальников В. А., Григорьев А. С. (RU); заявитель и патентообладатель Государственное Образовательное Учреждение Высшего Профессионального Образования Московский Государственный Технологиче-

ский Университет "Станкин" (RU). – № 2417140/25-08; заявл. 11.11.2009, опубл. 27.04.2011, Бюл. № 06/2008. – 3 с. 10. Пат. 1682888 Российская Федерация, МПК7 G 01 N 3/58. Способ прогнозирования стойкости режущего инструмента / Новиков Н. В., Девин Л. Н., Пискунов А. К., Дрожжин В. Ф., Доброскок В. Л. (UА); заявитель и патентообладатель: Институт сверхтвёрдых материалов (UА). – № 46874070/28; заявл. 3.05.89, опубл. 7.10.91, Бюл. № 37. – 3 с. 11. Остафьев В. А. Диагностика процесса металлообработки / Остафьев В. А., Антонюк В. С., Тымчик Г. С. – К.: Техніка, 1991, – 152 с. 12. Залога В. А. Индикаторы состояния режущего инструмента и качества металлообработки / В. А. Залога, В. В. Нагорный // Компрессорное и энергетическое машиностроение. – 2013. – № 3 (33). – С. 46–50. 13. Внуков Ю. Н. Зношування і стійкість різальних лезових інструментів: навчальний посібник / Ю. Н. Внуков, В. О. Залога. – Суми: СумДУ, 2010. – 243 с 14. Зинченко Р. Н. Повышение эффективности точения за счет диагностики износа инструмента по акустическому излучению: Дисс. канд. техн. наук: 05.03.01. – Харьков, 2005. – 188 с. 15. Шеннон К. Работы по теории информации и кибернетике / К. Шеннон. – М.: Изд-во ин. лит., 1963. – 830 с. 16. Рабочая книга по прогнозированию / [oтв. ред. Э. А. Араб-Оглы, И. В. Бестужев-Лада, А. Н. Григорьев и др.]. – М.: Мысль, 1982. – 430 с. 17. Miner M. A. Experimental verification of cumulative fatigue damage / M. A. Miner // Automot. Aviat. Industr. – 1945. – 93. – P. 20–24. 18. Берман А. Ф. Автоматизация прогнозирования технического состояния и остаточного ресурса деталей уникальных машин и аппаратуры / А. Ф. Берман, О. А. Николайчук, А. Ю. Юрин // Заводская лаборатория. Диагностика материалов. – 2009. – № 3 (75). – С. 48–57. 19. Седов Л. И. Методы подобия и размерности в механике / Л. И. Седов [8-е изд.]. – М.: Наука, 1977. – 440 с. 20. Якушев А. И. Взаимозаменяемость, стандартизация и технические измерения / А. И. Якушев, Л. Н. Воронцов, Н. М. Федотов [6-е изд.]. – М.: Машиностроение, 1986. – 352 с.

Journal of Engineering Sciences, Vol. 1, Issue 3 (2014), pp. А 1–А 10.

REFERENCES 1. Kozochkin M. P., Cochin N. A., Sabirov F. S. (2006). Izmeritelnaya tekhnika. Vol. 7. Р. 30–34. [in Russian]. 2. Granovskiy G. I., Granovskiy V. G. (1985). Rezanie metallov: Uchebnik dlya mashinostr. i priborostr. spets. vuzov. M. Vyissh. shk. 304 p. [in Russian]. 3. Mazur N. P., Vnukov Yu. N, Grabchenko A. I. (2013). Osnovyi teorii rezaniya materialov: uchebnik. H. NTU "HPI". 534 p.[in Russian]. 4. Kuei-Shu Hsua. (2011). Journal of Information and Optimization Sciences. Vol. 32, Issue 4. P. 987-996. 5. Pinner Tobias. «Advances in Condition Monitoring of Machinery in Non-Stationary Operations» (2014). Springer – Verlag Berlin Heidelberg. Р. 183-193. 6. Smith G. C. (2005). The International Journal of Advanced Manufacturing Technology. Vol. 25, Issue 3-4. Р. 270-280. 7. Raja S., Sayeed A., Samraj. (2011). European Journal of scientific research. Vol. 49, Issue 4. P. 503-509. 8. Pat. 2260786 Rossiyskaya Federatsiya, MPK7 G 01 N 3/58. (2004). № 2004124849/28. Byul. № 28/2005. – 3 p. [in Russian]. 9. Pat. 2417140 Rossiyskaya Federatsiya, MPK7 G 01 N 3/58. (2009). № 2417140/25-08. Byul. № 06/2008. – 3 p. [in Russian]. 10. Pat. 1682888 Rossiyskaya Federatsiya, MPK7 G 01 N 3/58. (1991). № 46874070/28 Byul. № 37. – 3 p. [in Russian].

11. Ostafev V. A., Antonyuk V. S., Tyimchik G. S. (1991). Diagnostika protsessa metalloobrabotki. K.: TehnIka. 152 p. [in Russian]. 12. Zaloga V. A. (2013). Kompressornoe i energeticheskoe mashinostroenie. № 3 (33). P. 46-50. [in Russian]. 13. Vnukov Yu. N., Zaloga V.O. (2010). Znoshuvannya i stiykist rizalnih lezovih instrumentiv. Sumy. SumDU. 243 p. [in Russian]. 14. Zinchenko R. N. (2005). Povyshenie jeffektivnosti tochenija za schet diagnostiki iznosa instrumenta po akusticheskomu izlucheniju: Diss. kand. tehn. nauk: 05.03.01. – Harkov, 15. Shennon K. (1963). Raboty po teorii informatsii i kibernetike. M. izd-vo in. lit. 830 p. [in Russian]. 16. Arab-Oglyi E. A., Bestuzhev-Lada I.V., Grigorev A. N. (1982). Rabochaya kniga po prognozirovaniyu. M. Myisl, 430 p. [in Russian]. 17. Miner M. A. (1945). Automot. Aviat. Industr. Vol. 93. P. 20–24. 18. Berman A. F., Nikolaychuk O. A., Yurin A. Yu. (2009). Zavodskaya laboratoriya. Diagnostika materialov. № 3 (75). P. 48-57. [in Russian]. 19. Sedov L. I. (1977). Metodyi podobiya i razmernosti v mehanike. M. Nauka. 440 p. [in Russian]. 20. Yakushev A. I., Vorontsov L. N.,Fedotov N. M. (1986). Vzaimozamenyaemost, standartizatsiya i tehnicheskie izmereniya. M. Mashinostroenie. 352 p. [in Russian].

A 10

Технологія машинобудування, верстати та інструменти

ЖУРНАЛ ІНЖЕНЕРНИХ НАУК JOURNAL OF ENGINEERING SCIENCES ЖУРНАЛ ИНЖЕНЕРНЫХ НАУК Web site:

http://jes.sumdu.edu.ua/ Том 1, № 3 (2014) УДК 621.941-133-185

Стенд для исследования процесса точения с высокими частотами вращения шпинделя Ю. В. Шаповал1), Д. В. Криворучко2) 1), 2)

Сумский государственный университет, ул. Римского-Корсакова, 2, Сумы, Украина, 40007

Article info: Paper received: The final version of the paper received: Paper accepted online:

Correspondent Author's Address: 16 March 2015 04 June 2015 05 November 2015

1) 2)

diyyura@gmail.com dmytro.kryvoruchko@gmail.com

В данной статье рассмотрены актуальные направления исследований ученых в области конструирования станков с высокоскоростными шпинделями. Основными направлениями работ являются статические, динамические, тепловые и вибрационные характеристики шпинделей. Множество исследований, направленных на изучение поведения точного, высокоскоростного оборудования, свидетельствует о том, что нельзя увеличить производительность обработки деталей резанием простым увеличением частоты вращения инструмента или детали. Возникают новые явления, не проявившееся ранее при невысоких скоростях вращения, требующие к себе особого внимания. Поскольку в процессе обработки участвует не только шпиндельный узел, но и все узлы станка, нужны более широкие исследования всей технологической системы. Для более детального изучения процесса точения с высокими частотами вращения детали разработан и изготовлен авторами стенд. Исследованы параметры точности, жесткости, собственных частот колебаний. На основании этого выполнен анализ характеристик стенда. Это дает возможность непосредственно измерять все интересующие параметры процесса с помощью установленных измерительных систем. Ключевые слова: точение, вибрация, шпиндель, частота вращения, стенд.

1. ВВЕДЕНИЕ Потенциальными резервами повышения производительности при точении являются способность современных инструментальных материалов резать с высокой скоростью. Однако производители современных токарных станков и обрабатывающих центров редко предлагают оборудование с частотой вращения выше 6 000 об/мин [1–5]. Сегодня производится огромное число современных металлообрабатывающих станков и обрабатывающих центров. Однако существует ряд вопросов, которым производители и ученые уделяют особое внимание. Это динамика приводов осей, точность, надежность и простота изготовления направляющих и ответственных узлов станка, проектирование и исследование технологических параметров шпиндельных узлов. Безопасность и надежность из-за несовершенства динамических характеристик стали основной проблемой при проектировании и эксплуатации шпиндельных узлов. Поэтому сегодня большинство станков оснащено моторизованным шпинделем или шпинделем с прямым приводом. Это обусловлено лучшими статическими и динамическими характеристиками из-за отсутствия дополнительных кинематических цепей [6]. Многие ученые занимаются проблемой исследования шпинделей станков. Это Deping Liu, Hang Zhang, Zheng Tao Yufeng Su [7], Shaojian Zhang [8], Syath Abuthakeer. S, Mohanram P. V, Mohan Kumar G. [9], Emil Udup, Claudiu-Florinel Bisu, Miron Zapciu [10], E. Ozlu, E. Budak [11, 12].

Основными направлениями их исследований являются статические, динамические, тепловые и вибрационные характеристики шпинделей. Результаты исследований [7] показывают, что при максимальной скорости вращения мотор-шпинделя 12 000 об/мин минимальная собственная резонансная область находится выше 1 000 Гц, что не оказывает существенного влияния на колебание технологической системы в целом. Большой интерес для изучения представляют высокоточные станки, оснащенные высокоскоростными шпинделями. Так, Shaojian Zhang в своей работе [8] детально рассматривает статические и динамические характеристики ультрапрецизионного станка для алмазного точения с аэростатическими опорами шпинделя. Детально рассмотрено влияние сил резания при постоянной частоте вращения шпинделя на вибрации, динамические характеристики шпинделя под действием прерывистой силы резания, а также влияние фазового сдвига вибрации при изменении длины инструмента. Одно из важных направлений исследований высокоскоростных шпинделей – это динамическое исследование жесткости и гироскопических эффектов. Исследования [9] показывают, что собственные частоты колебаний формируются с учетом жесткости и массы тела. Однако этого не будет достаточно, чтобы найти критическую скорость для высокоскоростного шпинделя, поскольку жесткость вращающегося тела будет различной в зависимости от скорости.

Journal of Engineering Sciences, Vol. 1, Issue 3 (2014), pp. А 11–А 18.

A 11

Доказано, что центробежные и гироскопические эффекты значительно изменяют значение собственных частот. В работе также рассмотрено влияние предварительного натяга подшипников шпинделя на величину критической частоты вращения шпинделя и выполнен тепловой анализ осевой и радиальной деформаций шпинделя. С увеличением вычислительной мощности современных персональных компьютеров многие ученые работают над созданием моделей оборудования и анализом на их основании процесса резания. Так, в работах [10–12] на основе моделей выполнен анализ теплового состояния подшипников шпинделя, стабильности резания с учетом динамики инструмента, устойчивости системы в зависимости от геометрических параметров инструмента. Множество исследований, направленных на изучение поведения точного, высокоскоростного оборудования, свидетельствует о том, что нельзя увеличить производительность обработки деталей резанием простым увеличением частоты вращения инструмента или детали. Возникают новые явления, не проявлявшиеся ранее при невысоких скоростях, требующие к себе особого внимания. 2. ПОСТАНОВКА ПРОБЛЕМЫ И ЦЕЛИ ИССЛЕДОВАНИЙ Целью работы является разработка стенда, обеспечивающего возможность токарной обработки с частотой вращения шпинделя до 10 000 об/мин, и оснащение его средствами измерения колебаний его основных узлов. Необходимость создания данного стенда заключалась в исследовании поведения технологической системы в процессе резания при высокой частоте

вращения заготовки и шпинделя, влияния дисбаланса ее частей, влияния самого процесса резания на взаимное перемещение инструмента и детали. 3. ОПИСАНИЕ СТАНКА И ОСНАСТКИ Основой стенда послужил токарный станок высокой точности с числовым программным управлением (ЧПУ) модели 1700ВФ30. Для проведения необходимых исследований изменены основные технологические параметры станка. Увеличена мощность привода главного движения с 700 Вт до 1 500 Вт, что связано со значительным увеличением мощности холостого хода с увеличением оборотов. Изменена кинематика привода главного движения из системы клиновых ремней на 1 поликлиновый ремень (рис. 1, поз. 1), позволяющий передавать большую мощность, увеличивать скорость вращения, уменьшать передачу вибраций от двигателя на шпиндель (рис. 1, поз. 2). Изменена кинематика и мощность приводов подач. Заменен винт продольного перемещения каретки с трапецеидальной резьбой на шарикововинтовую пару (рис. 1, поз. 5). Мощность осевых двигателей увеличена в связи с заменой старых двигателей на новые (рис. 1, поз. 3) при сохранении габаритных размеров. Вместо штатного многопозиционного резцедержателя установлен резцовый блок (рис. 1, поз. 4) на 2 резца для внутренней и наружной обработок. 4. ИЗМЕРИТЕЛЬНАЯ СИСТЕМА Измерительная система стенда позволяет измерять колебания рабочих органов. При токарной обработке наиболее интересны амплитуда и фаза колебаний шпинделя и инструмента. Для синхрониза-

A Рис. 1. Общий вид стенда

A 12

Технологія машинобудування, верстати та інструменти

ции колебаний основных органов стенда по фазе на шпинделе установлен датчик оборотов D1 (рис. 2). Сохранение данных для обработки осуществляется с помощью аналогово-цифрового преобразователя (АЦП) L-CARD LTR-11. Измерение колебаний шпинделя происходит с помощью системы бесконтактных датчиков регистрации перемещений D2, D3, D4 и измерительного преобразователя (ИП), измеряющих положение шпинделя по 3 осям в пространстве. Система измерителя расстояния содержит вихретоковый датчик и автогенератор. Обмотка датчика является частью колебательного контура автогенератора, добротность которого изменяется в зависимости от положения металлического предмета, находящегося рядом. В зависимости от величины приближения металла к чувствительному элементу датчика изменяется амплитуда колебаний автогенератора. Амплитуда колебаний усиливается и передается на АЦП LTR-11. Для того чтобы работать с устройством, каждый канал необходимо откалибровать с помощью станка на той поверхности, расстояние до которой будет изме-

встроенным усилителем на базе микросхемы ADXL326. Этот прибор позволяет измерять виброускорение по трем осям в диапазоне ± 19 g с нелинейностью во всем диапазоне не более ± 0,3 % с частотой до 1 600 Гц. Проверка датчика на вибродиагностическом оборудовании показала полное соответствие испытываемого датчика типовым характеристикам паспортного технического описания. 5. ИССЛЕДОВАНИЕ СТАТИЧЕСКОЙ ЖЕСТКОСТИ Для исследования статической жесткости стенда разработано и изготовлено специальное приспособление (рис. 4). Основной особенностью исследования есть возможность измерения статической жесткости вдоль любой оси, лежащей в плоскости, перпендикулярной оси шпинделя. Корпус приспособления (2) закреплен в трехкулачковый патрон шпинделя станка. На корпусе имеется шкала для определения углового положения приспособления. В резцедержатель станка установ-

Рис. 2. Схема установки датчиков

ряться (рис. 3). Для уменьшения погрешностей измерения в месте установки датчиков на шпиндель напрессовано кольцо шириной 25 мм, затем проточено и прошлифовано в сборе. Кривые, описывающие зависимость напряжения на выходе от расстояния до датчика, имеют степенную зависимость. Максимальное измеряемое расстояние находится в пределах 0,05 мм. Исходя из этого, зависимость в очень маленьком диапазоне измерения расстояния можно считать линейной с коэффициентами, указанными на кривых. Регистрация колебаний инструмента имеет некоторую сложность. Это связано с тем, что при точении инструмент перемещается относительно детали и для измерения его виброперемещения по 3 осям очень сложно выбрать опорную точку. Наиболее подходящим для данной цели датчиком является акселерометр (датчики D5, D6, D7). На стенде использован пьезоэлектрический акселерометр со

лена специальная оправка (1). При первой установке приспособления на станок в корпус (2) вместо эксцентрика (3) устанавливается резец для обточки оправки. Таким образом, шпиндель с корпусом становятся соосны с оправкой, установленной в резцедержателе. На ось устанавливается опорная площадка (4) для опоры тензодатчика (5) и измерительной ножки индикатора (6). Эксцентрик служит для регулировки углового положения опорной площадки относительно корпуса. Измерения производятся следующим образом. Выбирается угловое положение приспособления относительно узлов стенда. С помощью винта (7) создается необходимое усилие нагрузки узлов стенда, фиксирующееся тензодатчиком. С помощью индикатора ИРБ (6) фиксируется перемещение оправки приспособления относительно корпуса приспособления. Изменяя угловое положение приспособления, опыт повторяется нужное число раз. На рис. 5 показана диаграмма жесткости стенда.

Journal of Engineering Sciences, Vol. 1, Issue 3 (2014), pp. А 11–А 18.

A 13

Рис. 3. Характеристика выходных параметров бесконтактного датчика регистрации перемещений

Рис. 4. Приспособление для измерения жесткости станка в плоскости, перпендикулярной оси шпинделя: а) схема; б) общий вид

A 14

Технологія машинобудування, верстати та інструменти

Рис. 5. Измерение жесткости станка: а) установка приспособления и система координат; б) диаграмма жесткости

Диаграмма показывает, что максимальная жесткость станка в направлении приложения нагрузки к станине в сторону направления максимальной силы резания. 6. АМПЛИТУДНО-ЧАСТОТНАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА СТЕНДА Амплитудно-частотная характеристика (АЧХ) станка снималась с помощью вибродиагностического оборудования с датчиками KD-35, которые были поочередно установлены на различные узлы станка

вдоль различных осей координат. Для получения амплитудно-частотных характеристик, изображенных на рис. 6, обороты шпинделя станка увеличивали в течение 270 секунд до 10 000 об/мин, затем уменьшали с такой же скоростью до 0 об/мин. Итоговые исследования АЧХ показали наличие нескольких собственных резонансных частот. Первая собственная частота в диапазоне 10–30 Гц, вторая – около 100 Гц, третья – в диапазоне 155–170 Гц.

A Рис. 6, лист 1. Амплитудно-частотная характеристика стенда

Journal of Engineering Sciences, Vol. 1, Issue 3 (2014), pp. А 11–А 18.

A 15

Рис. 6, лист 2. Амплитудно-частотная характеристика стенда

7. ИССЛЕДОВАНИЕ БИЕНИЯ ШПИНДЕЛЯ

ВЫВОД

Для исследования биения шпинделя во время вращения во всем диапазоне частот использован бесконтактный измеритель расстояния. Амплитуда колебаний шпинделя измерена с помощью программного осциллографа программы PoweerGraph. На рис. 7 изображены траектория перемещения шпинделя за 100 оборотов и результаты эксперимента исследования зависимости амплитуды колебаний от частоты вращения. Анализируя полученную кривую, можно увидеть взаимосвязь значения колебания шпинделя на определенных частотах со значением собственных частот колебаний стенда. Так, к примеру, резонансная частота 100 Гц, что соответствует 6 000 об/мин, приводит к уменьшению колебаний более чем на 20 %.

Разработан стенд, позволяющий исследовать поведение технологической системы в процессе резания при высокой частоте вращения заготовки и шпинделя. Исследование статической жесткости и амплитудно-частотной характеристики, а также наличие измерительных средств в виде акселерометров и бесконтактных датчиков перемещения дают возможность исследовать характеристики системы в процессе обработки на нем. Стенд обладает следующими параметрами: основные собственные резонансные частоты колебаний находятся на частотах 100, 165 Гц, жесткость в сторону максимального усилия резания – 5 Н/мкм, биение шпинделя на холостом ходу не превышает 7 мкм во всем диапазоне частот вращения.

Stand for investigation of the process of turning at high speed spindle Yu. V. Shapoval1), D. V. Kryvoruchko2) 1), 2)

Sumy State University, 2, Rimsky Korsakov Str., 40007, Sumy, Ukraine This article deals with the current trends of research in design of machine with high-speed spindles. The main areas of the work are static, dynamic, thermal and vibration characteristics of the spindles. A lot of researches aimed at understanding the behavior of accurate, high-speed equipment testify that it is impossible to increase productivity of machining by increasing the tool or workpiece rotation speed. There are some phenomena that aren’t present at low speeds and require special attention at high spindle speed. Since the machining involves as spindle and the machine as well as all other elements machine tools more extensive research have to be performed throughout the machining system. For a more detailed study of turning operation at high speed of spindle the authors developed and manufactured the special designed machine tools. Accuracy, stiffness, eigenfrequencies and eigenform of the machine tool were measured and

A 16

Технологія машинобудування, верстати та інструменти

represented in this article. The machine tool makes possible direct measurement of all the parameters of interest using the established measuring systems. Key words: turning, vibration, spindle, speed, stand.

Прогнозування ресурсу різального інструменту Ю. В. Шаповал1), Д. В. Криворучко2) 1), 2)

Сумський державний університет, вул. Римського-Корсакова, 2, Суми, Україна, 40007 У цій статті розглянуті актуальні напрямки досліджень учених у галузі конструювання верстатів із високошвидкісними шпинделями. Основними напрямками робіт є статичні, динамічні, теплові та вібраційні характеристики шпинделів. Багато досліджень, спрямованих на вивчення поведінки точного, високошвидкісного обладнання свідчать про те, що не можна збільшити продуктивність обробки

A Рис. 7. Зависимость амплитуды колебаний шпинделя от частоты вращения на холостом ходу

Journal of Engineering Sciences, Vol. 1, Issue 3 (2014), pp. А 11–А 18.

A 17

деталей різанням простим збільшенням частоти обертання інструмента або деталі. Виникають нові явища, які не виявлялися раніше при невисоких швидкостях обертання, що потребують особливої уваги. Оскільки в процесі обробки бере участь не лише шпиндельний вузол, а й усі елементи верстата, потрібні більш широкі дослідження всієї технологічної системи. Для більш детального вивчення процесу точіння з високими частотами обертання деталі розроблений і виготовлений авторами стенд. Досліджено параметри точності, жорсткості, власних частот коливань. На підставі цього виконано аналіз характеристик стенда. Це дає можливість безпосередньо вимірювати всі параметри процесу обробки, що цікавлять, за допомогою встановлених вимірювальних систем. Ключові слова: точіння, вібрація, шпиндель, частота обертання, стенд.

СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННЫХ ИСТОЧНИКОВ 1. Развитие современных станков [Електронний ресурс]. – Режим доступу: http://mehanit.ru/novosti/razvitiestankov.php 2. Каталог станков Mori Seiki [Електронний ресурс]. – Режим доступу до ресурсу: http://ru.dmgmori.com/ 3. Каталог станков Haas [Електронний ресурс]. – Режим доступу: http://int.haascnc.com/home.asp?intLanguageCode= 1049 4. Каталог станков Okuma [Електронний ресурс]. – Режим доступу: http://okuma-russia.ru/tokarnie_centri.htm. 5. Каталог станков DMG [Електронний ресурс]. – Режим доступу: http://sibsapr.ru/ 6. Abele E. Machine tool spindle units / E. Abele, Y. Altintas, C. Brecher // CIRP Annals – Manuf. Technol. – 2010. – № 59. – P. 781–802. 7. Deping L. Finite Element Analysis of High-Speed Motorized Spindle Based on ANSYS / Deping Liu, Hang Zhang, Zheng Tao, Yufeng Su. // The Open Mechanical Engineering Journal. – 2011. – № 5. – P. 1–10.

8. Shaojian Zhang. Dynamic Modeling of Spindle Vibration and Surface Generation in Ultra-precision Machining / Shaojian Zhang. – The Hong Kong Polytechnic University Department of, 2012. – 254 p. 9. Abuthakeer S. Dynamic and thermal analysis of high speed motorized spindle / Syath Abuthakeer, Mohanram P. V., Mohan Kumar G. // Dynamic – international journal of applied engineering research. – 2011. – № 1. 10. Udup E. Numerical Model for Thermo-Mechanical Spindle Behavior Advances in Production / Emil Udup, ClaudiuFlorinel Bisu, Miron Zapciu. // Automation and Transportation Systems. – 2013. – P. 254–264. 11. Ozlu E. Analytical Prediction of Stability Limit in Turning Operations / E. Ozlu, E. Budak // Sabanci University, Faculty of Engineering and Natural Sciences. – 2010. 12. Ozlu E. Analytical Stability Models for Turning and Boring Operations / Emre Ozlu, Erhan Budak // Sabanci University, Faculty of Engineering and Natural Sciences. – 2010.

REFERENCES 1. Razvitie sovremennych stankov. – URL: http://mehanit.ru/novosti/razvitie-stankov.php [in Russian]. 2. Catalog of machines Mori Seiki. – URL: http://ru.dmgmori.com/ [in Russian]. 3. Catalog of machines Haas. – URL: http://int.haascnc.com/home.asp?intLanguageCode=1049. 4. Catalog of machines Okuma. – URL: http://okumarussia.ru/tokarnie_centri.htm. [in Russian]. 5. Catalog of machines DMG. – URL: http://sibsapr.ru/. [in Russian]. 6. E. Abele, Y. Altintas, and C. Brecher. (2010). CIRP Annals – Manuf. Technol. Vol. 59. Pp. 781-802. 7. Deping Liu, Hang Zhang, Zheng Tao, Yufeng Su. (2010). The Open Mechanical Engineering Journal. Vol. 5. Pp. 1-10. 8. Shaojian Zhang. (2012). Dynamic Modeling of Spindle Vibration and Surface Generation in Ultra-precision Machining: a thesis submitted in partial fulfillment of the requirements for the degree of Doctor of Philosophy. The Hong Kong Polytechnic University Department of Industrial and Systems Engineering. 254 p.

9. Syath Abuthakeer, Mohanram P.V., Mohan Kumar G. (2011). International journal of applied engineering research, dindigul. Vol. 1, Issue 4. 10. Emil Udup, Claudiu-Florinel Bisu, Miron Zapciu. (2013). Automation and Transportation Systems. P.p 254-264. 11. E. Ozlu, E. Budak. (2010). Analytical Stability Models for Turning and Boring Operations. Sabanci University, Faculty of Engineering and Natural Sciences. 12. Emre Ozlu, Erhan Budak. (2010). Analytical Stability Models for Turning and Boring Operations – Sabanci University, Faculty of Engineering and Natural Sciences.

A A 18

Технологія машинобудування, верстати та інструменти

ЖУРНАЛ ІНЖЕНЕРНИХ НАУК JOURNAL OF ENGINEERING SCIENCES ЖУРНАЛ ИНЖЕНЕРНЫХ НАУК Web site:

http://jes.sumdu.edu.ua/ Том 1, № 3 (2014) УДК 621.91.01

Вычислительная система для определения режимов резания С. В. Швец1), У. С. Швец2) 1), 2)

Сумский государственный университет, ул. Римского-Корсакова, 2, 40007, Сумы, Украина

Article info: Paper received: The final version of the paper received: Paper accepted online:

15 May 2015 18 May 2015 05 November 2015

Correspondent Author's Address: shvets46@yandex.ua 2) shvets46@yandex.ua

В статье рассмотрена физическая модель процесса резания, которая содержит новые для теории резания понятия, такие как КПД системы резания, предельная работа инструмента, показатель пластичности обрабатываемого материала. Созданная на этой основе математическая модель позволяет не только представлять имеющиеся знания из области обработки металлов, но и присоединять к ним новые. Предложена компактная расчетная программа, не требующая больших баз данных, позволяющая вычислять режимы резания без любых предварительных стойкостных испытаний инструмента и обрабатываемых материалов. Проектирование происходит методом выбора оптимальных параметров механической обработки при работе виртуального оборудования. Ключевые слова: сила резания, работа резания, КПД, стойкость инструмента, режим резания, шероховатость.

1. ВВЕДЕНИЕ В связи с недостаточным уровнем исследования явлений при формировании стружки не существует достоверной физической модели данного процесса. Поэтому невозможно сформировать математические выражения, достоверные в любых условиях обработки. Количество неизвестных параметров, к сожалению, превосходит количество уравнений, отражающих физические явления в зоне резания. В связи с этим широко применяются эмпирические выражения, которые являются, по существу, «чёрным ящиком». Такие модели требуют значительного количества эмпирических данных и являются справедливыми в пределах проведенного эксперимента. Очень часто режимы резания устанавливаются по аналогии, на основании практического опыта. В результате нет никаких неоспоримых доказательств того, что они оптимальны как с точки зрения работоспособности инструмента и производительности процесса, так и с точки зрения создания необходимых параметров качества обработанной поверхности. При проектировании процесса резания обращают внимание на следующие его параметры: режим резания – V , s, t ; геометрию лезвия – , , , , , rB ,  ;

стойкость инструмента – T ; машинное время –  ; параметры шероховатости обработанной поверхности – Ra, Rz ; температуру резания –  ; коэффициент усадки стружки – K ; составляющие силы резания – Px , Py , Pz ; напряжение –  ; износ лезвия – h ; форму и изменения нароста на вершине лезвия – H ; свойства обрабатываемого и инструментального материалов – O, I .

Элементы множества D  V , s, t , , , , , , rB , , O, I  являются исходными данными. При осуществлении процесса только свойства обрабатываемого материала O остаются постоянными, но только в случае, если он не подвергается предварительному физическому воздействию (такому, как высокие и низкие температуры, пластические деформации и т. д.). В процессе проектирования технологического процесса стремятся обеспечить необходимую стойкость T , параметры шероховатости обработанной поверхности Ra, Rz , максимальную производительность  и минимальную стоимость механической обработки C . Целью процесса проектирования является оптимизация значений элементов множества E  T , Ra, Rz, , C . Элементы

множества

Q  , K , Px , Py , Pz ,

, h, H  используются для контроля и анализа процесса проектирования, обобщения практических наблюдений и для объяснения результатов научных исследований. Традиционно множество E формируется на основе эмпирических выражений, которые не отражают физические модели, ограничены значениями параметров их создания и использованием больших баз данных. Причина этого кроется в том факте, что процесс резания является сложной комбинацией упругих и предельных пластических деформаций, вызывающих разрушение материала. В зоне резания создается неоднородная деформация, после разрушения в

Journal of Engineering Sciences, Vol. 1, Issue 3 (2014), pp. А 19–А 25.

A 19

локальной области там же, под действием высоких температур и давлений, возможна адгезия. Поэтому любая известная теория деформаций и разрушения не может полностью описать конкретный процесс формирования стружки, поскольку каждая ограниченная область в зоне резания характеризуется только ей присущим состоянием. Таким образом, у системы резания есть следующие координаты:

Co  ( D, E, Q). Связать их между собой математическими зависимостями – значит создать математическую модель процесса резания. Целью настоящей статьи является совершенствование физической модели процесса резания для уравновешивания числа неизвестных и количества уравнений, образующих его математическую модель. 2. ОГРАНИЧЕНИЕ РАБОТЫ ИНСТРУМЕНТА Чтобы уравнять количество неизвестных параметров и количество уравнений в математической модели процесса резания, необходимо совершенствовать физическую модель. Если на современном уровне развития науки о резании металлов невозможно соединить достижения термодинамики и статистической физики при математическом моделировании, тогда следует изменить физическую модель. Необходимо использовать такой комплексный параметр, который объединяет положения статистики и термодинамики. Таким параметром является работа. Лезвие заданной формы из конкретного материала способно до определенной величины износа выполнить работу. Предельная работа пластин стандартных форм и размеров из различных материалов может быть установлена экспериментально [1, 2, 3]. Вычисление предельной работы лезвия основывается на следующих соображениях. В правильно выбранном инструментальном материале, при соответствующих условиях обработки и режимах резания износ инструмента главным образом зависит от усталостных явлений, которые развиваются под влиянием циклического нагружения микронеровностей его поверхности объемами обрабатываемого материала. При этом выполняется некоторая работа. Элементарная работа, выполненная при разрушении слоя инструментального материала, равна:

dA  в  u  dW ,

W  7,38 105

A  в u  dW . Для инженерных вычислений изношенного объема используем формулу [4]

A 20

 

1 0,25

1,92

где  – вспомогательный угол в плане; 1

  180     1  – угол при вершине. Таким образом, при заданном значении износа по задней поверхности h, предельное значение работы инструмента, а значит и всей системы резания, вычисляется как

A  7,38 105

t 0,41 (rв )0,35 h2,11

 

1 0,25

1,92

 в  u.

(1)

В данной формуле значение коэффициента u может быть уменьшено, если механизм износа отличается от усталостного. Например, имеют место повышенные абразивные свойства обрабатываемого материала, близкая к критической температура в зоне резания или другие состояния. 3. РАБОТА СИСТЕМЫ РЕЗАНИЯ В настоящее время невозможно вычислить точное значение работы совершаемой системой резания. Учитывая коэффициент полезного действия системы резания и удельную работу разрушения образца из обрабатываемого материала при стандартных испытаниях на прочность, можно получить приближенное значение работы, совершаемой в процессе резания. Удельная работа разрушения образца в ходе стандартного испытания eв

A0     e de,

(2)

где  – напряжение; e – относительная деформация; eв – предельная относительная деформация. Из-за сложности процессов, происходящих при отрыве стружки от поверхности заготовки, мощность резания превышает мощность разрыва испытуемого образца. Отношение удельной работы разрушения образца в ходе стандартного испытания (2) к удельной работе системы резания (которая равна

A1 

s t

) можно назвать коэффициентом полезно-

го действия системы резания (КПД)  :

s t в   e de. Pz 0 e

где в – предел прочности инструментального материала; u – предельное, разрушающее значение циклов для инструментального материала; W – разрушенный в результате износа объем. Отсюда возможно записать, что:

t 0,41 (rв )0,35 h2,11



(3)

Числовое значение коэффициента полезного действия системы резания – показатель эффективности потребления энергии. Точное значение Pz в формуле (3) для конкретных условий механической обработки может быть установлено только экспериментально. В связи с этим расчет номинального значения КПД предлагается выполнять по эмпирической формуле

Технологія машинобудування, верстати та інструменти

  0,91

V 0,14  s 0,48  t 0,15 , ks 1  kR 

(4)

где ks , kR – коэффициенты, учитывающие влияние пластичности обрабатываемого материала на процесс резания (будут рассмотрены ниже). Как будет показано далее, из-за особенностей процесса резания точность вычисления параметров режима резания невысока. Поэтому результаты, полученные при помощи формулы (4), можно считать удовлетворительными. Таким образом, удельная работа системы резания вычисляется исходя из механических свойств обрабатываемого материала и КПД системы резания:

A1 



(5)

4. ВЛИЯНИЕ НА ПРОЦЕСС ФОРМИРОВАНИЯ ПОВЕРХНОСТИ ДЕТАЛИ ПЛАСТИЧЕСКИХ СВОЙСТВ ОБРАБАТЫВАЕМОГО МАТЕРИАЛА

Существуют два основных фактора при резании, связанных с механизмом формирования стружки, которые влияют на параметры шероховатости обработанной поверхности: геометрический (набор геометрических элементов и параметров движения лезвия) и пластический (пластическое развитие деформации в зоне резания). Очевидно, что шероховатость формируется также под влиянием микрогеометрии режущих кромок и вибраций, но данные факторы не являются следствием процесса резания, а определяются качеством инструмента, оборудования и приспособлений. Для вычисления геометрически сформированной высоты шероховатости используются известные формулы [5]:

Rz  s 

rв tan 1  tan    1 1 tan   tan  tan   tan 

   1  1    tan 1 1    tan  1  1   cos    cos    

4  rв   s

(6)

Зависимости коэффициента усадки стружки и параметра шероховатости обработанной поверхности от скорости резания при точении стали 45 показаны на рис. 1. С увеличением скорости резания шероховатость и коэффициент усадки стружки уменьшаются. Очевидно, что такая зависимость параметра Ra и усадки стружки от скорости резания связана с уменьшением пластической деформации в зоне резания.

Rz  rв 

, 2 Rz  rв 1  cos    s  sin  cos    sin  s  sin   2rв  s  sin  

(7) ,

Rz  rв 1  cos 1   s  sin 1 cos 1   sin 1 s  sin 1  2rв  s  sin 1 

(8)

(9)

Если ось х совмещена со средней линией профиля поверхности, то среднее арифметическое отклонение профиля определено формулой x xb l  1 a Ra    y  x  dx   y  x  dx  ...   y  x  dx  , (10)  l  0 xa xn 

где l – длина базовой линии; xa , xb , ..., xn – координаты, Рис. 1. Влияние скорости резания на параметр шероховатости поверхности Ra и коэффициент усадки стружки K : Обрабатываемый материал – сталь 45, подача s  0, 26 мм/об; глубина резания t  0,5 мм

C увеличением пластичности обрабатываемого материала расширяется интервал скоростей резания, в пределах которого пластические деформации особенно развиты. Влияние скорости резания и свойств материала на упомянутые выше коэффициенты k s и k R аппроксимируется следующими выражениями:

ks 

0,33  V  350 

 580

0,24

 V  350 6    exp   580   0,24   

; kR  1  2,5  ks ,

где   eв в – показатель пластичности обрабатываемого материала [2]; ГПа-1 ( в – предел прочности).

ограничивающие

функцию у(х) на оси х. Создан алгоритм [2] для автоматического выбора одной из указанных выше формул для расчета параметра шероховатости без учета влияния пластических деформаций. Геометрически шероховатость сформирована в комбинации геометрии лезвия и движения подачи. На высоких скоростях резания, когда пластическая деформация является незначительной, расчетные значения параметра шероховатости достаточно хорошо соответствуют экспериментальным. С увеличением степени пластической деформации зоны резания (при малых скоростях резания) экспериментальные значения резко отклоняются от расчетных. Принимая во внимание состояние стружкообразования [2, 6, 7] и анализируя формы профиля поверхности, можно выделить три основных причины влияния пластической деформации на окончательное создание высоты микронеровности. Во-первых, сдвиг слоев металла в результате разрушения с последующим «залечиванием» в области пластической зоны у вершины лезвия. Эта зона может развиваться

Journal of Engineering Sciences, Vol. 1, Issue 3 (2014), pp. А 19–А 25.

A 21

и выходить на поверхность детали. После прохода лезвия часть ее закрепляется на остаточном гребешке. На вершине микронеровности образуется нарост, высота которого ограничена вспомогательной режущей кромкой лезвия. Значение измененной высоты микронеровности определяется коэффициентом k s . Во-вторых, в результате наличия пластической области на передней поверхности лезвия радиус кривизны линии скольжения, по которой металл отделяется от заготовки, меньше радиуса вершины лезвия. При точении стали 45 со скоростью резания V  49 м/мин и больше наросты на микронеровности отсутствовали. Однако радиусы кривизны созданных впадин отличались от радиуса вершины (рис. 2). Средний радиус кривизны впадин был R  0, 22 мм

ней поверхности, параметры движения, расположение инструмента и заготовки – исходные данные для вычисления (рис. 3). Значение A0 вычисляется по формуле (2), КПД системы резания – по (3) или (4). Удельная работа резания рассчитывается по формуле (5). Далее легко вычислить главную составляющую силы резания: Pz  A1  s  t . Посредством выражения (1) определена максимальная работа системы резания A , что позволяет вычислять стойкость инструмента T  A ( Pz V ) . По формулам (6– 10), принимая во внимание влияние пластической деформации (11, 12), вычисляются Rz и Ra . Время, необходимое для полной механической обработки заготовки:

(радиус вершины лезвия rB  0,8 мм). Таким образом, радиус кривизны линии скольжения, по которой стружка отделяется от заготовки, в k R раз больше радиуса вершины rB . Следовательно, в данном случае увеличение шероховатости происходит не за счет высоты микронеровности, а за счет увеличения глубины ее впадины.

  L (n  s ) , где L – длина заготовки; n – частота вращения. Таким образом, основные параметры системы резания и элементы множества E определены. Элементы множества Q рассчитываются для контроля процесса проектирования и для анализа его результата. Полная работа резания

Ac  A1 V  s  t  . Если Ac  A , это означает, что износ инструмента достиг критического значения. Расход ресурса работоспособности лезвия Rw  100  Ac A .

Рис. 2. Профиль

микронеровности:

V  49

м/мин;

s = 0,38 мм/об; t  0,3 мм; rB  0,8 мм; φ = 93º; φ1 = 27º;

Потребление ресурса может быть оценено по усадке стружки. Согласно [2, 8] коэффициент усадки стружки функционально связан с удельной работой резания A1 и с пределом пропорциональности обрабатываемого материала  пц :

обрабатываемый материал – сталь 45; инструментальный материал – Т15К6

Вычислить Rz и Ra при значительной пластической деформации в зоне резания возможно, используя ранее предлагаемые зависимости (6–10), приняв вместо заданной подачи s фиктивное значение подачи:

sфикт  s 1  ks  ,

(11)

где

 , 

   ln в  ln пц  /  ln eв  ln eпц 

– показатель

упрочнения обрабатываемого материала ( в – предел прочности, eв

– разрушающая деформация,

eпц – максимальная упругая деформация).

а вместо радиуса вершины лезвия фиктивный радиус

При выборе материала инструмента, кроме механических свойств, необходимо учитывать его критическую температуру кр ,. Температура резания

Rфикт  rв  kR .

определена как   k  A1  . Значения k и q установ-

(12)

В-третьих, наблюдается пластическое изменение остаточного гребешка в результате неразрушающей деформации в основной плоскости. Однако, данный фактор настолько ничтожен, по сравнению с первыми двумя, что им можно пренебречь.

 A K  exp  1 1 2пц 

5. КАСКАДЫ ВЫЧИСЛЕНИЯ Механические свойства материала и размеры заготовки, геометрия резца, предельный износ по задA 22

лены экспериментально. При проектировании операции обработки резанием необходимо управлять значением температуры резания (см. рис. 3), поскольку при   кр инструментальный материал теряет свои режущие свойства. Таким образом, механические свойства материала инструмента и обрабатываемого материала позволяют прогнозировать функциональное соотношение между основными характеристиками процесса резания.

Технологія машинобудування, верстати та інструменти

Рис. 3. Расчет характеристик обработки резанием

6. НАДЕЖНОСТЬ И ТОЧНОСТЬ РЕЗУЛЬТАТОВ ВЫЧИСЛЕНИЯ Известно, что результаты вычислений параметров обработки резанием подлежат корректировке на рабочем месте. Несмотря на то, что современные технологии позволяют производить конструкционные и инструментальные материалы с механическими свойствами, мало отличающимися от номинальных значений, интервал изменения стойкости инструмента при одинаковых условиях эксплуатации является довольно большим. Причина состоит в том, что взаимодействия в системе резания образуют стохастический процесс

M  , z  ,   T , z  Z  ,

опре-

деляемый семьей случайных величин Z , которые являются функцией времени T . Например, если во время одного эксперимента измерить значения сил (в пределах точности устройства измерения), то замена испытательного стенда приводит к значительным отличиям среди результатов эксперимента. Значения сил могут отличаться в несколько раз и при неизменных условиях испытаний. Оказалось, что результаты эксперимента по определению зависимости главной составляющей силы резания от скорости резания могут быть аппроксимированы следующим выражением [9]:

 2  Pz V   P0  Pa sin  V  V0   , V   p  где P0 , Pa – среднее значение и амплитуда функции

Pz V  ;

V0 , VP – начальная фаза и период функции

Pz V  .

Повторный эксперимент при тех самых условиях на другом оборудовании показал, что амплитуда и период синусоиды не изменяются. Подвержены изменениям координата средней линии и начальная фаза синусоиды. Это означает, что наблюдается различие в величине потребляемой

механической энергии системой резания при одинаковых условиях резания. Установленный факт был ранее доказан во время экспериментов А. И. Исаева, В. Ф. Боброва [10, 11]. Амплитуда аппроксимирующей синусоиды зависит от конкретных условий резания. Зависимости для черных металлов имеют период VP  0,5 м/с. Положения средней линии и начальной фазы синусоиды чрезвычайно чувствительны к любым изменениям (шероховатость передней поверхности, химический состав инструментального материала и т. д.). Это главные причины дисперсии экспериментальных значений сил резания и стохастичности процесса резания. ВЫВОД Принимая во внимание стохастичность, присущую процессу резания, приходим к выводу, что расчетные и практические результаты полностью совпадать не могут. И эта проблема не разрешима до тех пор, пока не узнан механизм влияния скорости резания на формирование уровня внутренней энергии при целенаправленном разрушении в обработанном материале. Однако преимущество новой методики вычисления состоит в том, что предлагается гибкий математический подход, удобный для автоматизированных вычислений. Это особенно важно, так как математическая модель позволяет вычислять характеристики процесса резания без совместных стойкостных испытаний инструментальных и обрабатываемых материалов. Кроме того, расчетный комплекс, созданный на основе предложенной модели, способен к адаптации в конкретных производственных условиях на рабочем месте. Если вычисления будут основаны на измерениях силы резания во время резания, то их точность будет определена только отличием механических свойств материала инструмента от их средних статистических значений. На основе передовой физической модели процесса резания была развита математическая модель. Мо-

Journal of Engineering Sciences, Vol. 1, Issue 3 (2014), pp. А 19–А 25.

A 23

дель содержит новые для теории резания термины, такие как: КПД системы резания, предельная работа инструмента, показатель пластичности обрабатываемого материала. Созданная математическая модель информативна, она позволяет не только представлять необходимое знание из теории резания металлов, но и дополнять их новыми. Расчетная программа компактна, она не требует обширных баз данных. База данных обрабатываемых материалов включает параметры диаграммы «растяжение – сжатие», полученной при стандартных испытаниях на прочность, а также коэффициенты и показатели в выражении для вычисления температуры резания. Например, для

стали 45: в  0,7 ГПа, eв  0,55 , пц  0,36 ГПа,

eпц  0,0017 ; k  11104 , q  1, 2 . Параметры диаграммы могут быть представлены в форме зависимости:     e  . База данных инструментальных материалов включает сопротивление сжатию, критическую температуру и предельное число циклов. Для Т15К6: в  1,1 ГПа, кр  800 °C, u  105 . Предложенная техника проектирования – это выбор приемлемых параметров механической обработки при включении виртуального оборудования.

The computing system for definition of conditions of cutting S. V. Shvets1), U. S. Shvets2) 1), 2)

Sumy State University, 2, Rimsky Korsakov Str., 40007, Sumy, Ukraine The purpose of the present paper is perfecting of physical model of cutting process for an equilibration of amount of unknown parameters and amount of the equations organizing its mathematical model. The modern level of metal cutting science does not merge achievements of thermodynamics and the statistical physics at mathematical modelling. This require to change physical model. It is necessary to use such a complex factor which merges statistics and thermodynamics laws. Work is such a complex parameter and the proposed mathematical model uses this parameter as a criteria of cutting edge workability. The advantage of new calculation concept is that the flexible mathematical approach is offered convenient for the automated calculations. It is especially important, the mathematical model allows to calculate characteristics of the cutting process at turning without any joint tests of the tool and workpiece materials. The created mathematical model is informative. It allows not only representing necessary knowledge from the metal cutting theory, but it allows joining the new knowledge. The program for calculation is compact. It does not demand extensive databases. The workmaterial database includes the parameters of stress-strain curve gained at the standard tensile tests, as well as parameters of expression for the cutting temperature calculation. Key words: cutting force, cutting work, efficiency, tool life, cutting conditions, roughness.

Обчислювальна система для визначення режимів різання С. В. Швець1), У. С. Швець2) 1), 2)

Сумський державний університет, вул. Римського-Корсакова, 2, Суми, Україна, 40007 Щоб узгодити кількість невідомих параметрів і кількість рівнянь у математичній моделі процесу різання, необхідно поліпшити його фізичну модель. На сучасному рівні розвитку теорії різання металів неможливо під час математичного моделювання з’єднати досягнення термодинаміки й статистичної фізики, тому необхідно використовувати деякий комплексний параметр, здатний поєднати правила статистики та термодинаміки. Таким комплексним параметром є робота. Запропонована математична модель дозволяє обчислювати режим процесу різання без додаткових стійкістних випробувань інструментального та оброблюваного матеріалів. Крім того, розрахункова система здатна до адаптації в конкретних виробничих умов. Якщо обчислення базуватимуться на вимірах сили різання в процесі різання, то їх точність буде визначатися лише відмінністю механічних властивостей матеріалу інструменту від їх середніх статистичних значень. Створена математична модель містить нові для теорії різання поняття, такі як: ефективність системи різання, гранична робота інструменту, показник пластичності оброблюваного матеріалу. Вона інформативна, дозволяє не лише подавати необхідні знання з теорії різання, а й приєднувати їх новими. Розрахункова програма компактна, не вимагає великих баз даних. Ключові слова: сила різання, робота різання, ККД, стійкість інструменту, режим різання, шорсткість.

СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННЫХ ИСТОЧНИКОВ

1. Shvets S. V. Calculation of Cutting Conditions / S. V. Shvets // Sverkhtverdye Materialy, 2001. – Vol. 1. – P. 88–91. 2. Швец С. В. Системный анализ теории резания / С. В. Швец. – Сумы: Изд-во СумГУ, 2009. – 212 с.

A 24

3. Shvets S. V. New Calculation of Cutting Characteristics / S. V. Shvets // Russian Engineering Research. – 2010. – Vol. 30. – No. 5. – P. 478–483. 4. Швец С. В. Математическая модель процесса резания при точении / С. В. Швец // Надежность инструмента и оптимизация технологических систем: сборник научных трудов. – 2010. – № 26. – С. 286–292.

Технологія машинобудування, верстати та інструменти

5. Исаев А. И. Влияние материала режущей части инструмента на чистоту обработанной поверхности / А. И. Исаев // Чистовая обработка конструкционных металлов. – М.: Машгиз, 1951. – С. 66–69. 6. Швец С. В. Расчет шероховатости обработанной поверхности при точении / С. В. Швец // Компрессорное и энергетическое машиностроение. – 2009. – № 4(18). – С. 27–32. 7. Швец С. В. Определение параметров шероховатости при точении / С. В. Швец, М. Б. Яненко // Вісник Сумського державного університету. – 2006. – №12 (96). – С. 116–124. 8. Швець С. В. Системний підхід до теорії різання / С. В. Швець. – Київ: УМК ВО, 1992. – 120 с.

9. Shvets S. V. Determining the Deformation Wavelength in Fast Deformation of Metals / S. V. Shvets // Problemy Prochnosti. – 1996. – Vol. 3. – P. 88–95. 10. Исаев А. И. Влияние технологических факторов на остаточные напряжения в поверхностном слое при точении конструкционных сталей / А. И. Исаев. – М.: ФВИНТИ, 1957. – 81 с. 11. Бобров В. Ф. Основы теории резания металлов / В. Ф. Бобров. – М.: Машиностроение, 1975. – 344 с.

REFERENCES 1. Shvets S. V. (2001). Calculation of Cutting Conditions. Sverkhtverdye Materialy. Vol. 1. 2. Shvets S. V. (2009). Sistemnyy analiz teorii rezaniya. Sumy: SumSU. 212 p. [in Russian]. 3. Shvets S. V. (2010). Russian Engineering Research. Vol. 30. Issue 5. 4. Shvets S. V. (2010). Nadiynist instrumentu ta optymizatsiya tekhnologichnykh system. Vol. 26. [in Russian]. 5. Isaev А. I. (1951). In Chistovaya obrabotka konstruktsionnykh metallov. Pp. 66-69 [in Russian]. 6. Shvets S. V. (2009). Kompressornoe i energeticheskoe mashinostroenie. Vol. 4(18). [in Russian].

7. Shvets S. V., Janenko M. B. (2006). Visnyk SumDU. Vol. 12. [in Russian]. 8. Shvets S. V. (1992). Systemnyy pidkhid do teorii rizannya. Kiev. NMKVO. 120 p. [in Ukraine]. 9. Shvets S. V. (1996). Problemy Prochnosti. Vol. 3. [in Russian]. 10. Isaev А. I. (1957). Vliyanie tekhnologicheskikh faktorov na ostatochnye napryazheniya v poverkhnostnom sloe pri tochenii konstruktsionnykh staley. Moscow: FVINTI. 81 p. [in Russian]. Bobrov V. F. (1975). Osnovy teorii rezaniya metallov. Moscow: Mashinostroenie. 344 p. [in Russian].

A Journal of Engineering Sciences, Vol. 1, Issue 3 (2014), pp. А 19–А 25.

A 25

ЖУРНАЛ ІНЖЕНЕРНИХ НАУК JOURNAL OF ENGINEERING SCIENCES ЖУРНАЛ ИНЖЕНЕРНЫХ НАУК Web site: http://jes.sumdu.edu.ua/ Том 1, № 3 (2014)

Інформаційний лист

Шановні колеги, повідомляємо, що з 2015 року «Журнал інженерних наук» відкриває нову рубрику: «Комп’ютерна інженерія». Редакція журналу приймає статті, замітки, рецензії та інші інформаційні матеріали за тематикою цієї рубрики та сподівається на плідну співпрацю.

З повагою, головний редактор журналу, д-р техн. наук Дмитро Криворучко!

Рубрика «Комп’ютерна інженерія» об’єднує дослідження в сфері електротехніки, комп’ютерних наук, інформаційних та інформаційно-комунікаційних технологій, необхідних для проектування апаратного і програмного забезпечення. Основними напрямками досліджень вважаються машинний зір та робототехніка; системи автоматизованого проектування; обробка сигналів, зображень та звуку, кодування, криптографія та інформаційна безпека; телекомунікаційні та бездротові мережі; обчислювальна наука і техніка; комп’ютерні мережі та мобільні комп’ютери; розподілені та паралельні обчислення.

A 26

Технологія машинобудування, верстати та інструменти

ЖУРНАЛ ІНЖЕНЕРНИХ НАУК JOURNAL OF ENGINEERING SCIENCES ЖУРНАЛ ИНЖЕНЕРНЫХ НАУК Web site: http://jes.sumdu.edu.ua/ Том 1, № 3 (2014) УДК 621.565

Дослідження термодинамічного циклу холодильної машини із герметичним компресором Ю. В. Байдак1) 1) Інститут холоду, кріотехнологій та екоенергетики харчових технологій, вул. Дворянська, 1/3, м. Одеса, 65082

Article info: Paper received: The final version of the paper received: Paper accepted online:

13 March 2015 05 June 2015 08 January 2015

Одеської

національної

академії

Correspondent Author's Address: 1) kozak_admin@ukr.net

У статті розглядаються особливості термодинамічного циклу роботи холодильної машини із герметичним компресором, висвітлено питання розрахунку витікань тепла із навколишнього середовища до діючого об’єму компресійного холодильного приладу. Проведено теоретичне уточнення значень величин відносного перегрівання пари хладону після його всмоктування до герметичного компресора від безпосереднього контакту з поверхнями електричного двигуна, яке виявилося більше започаткованого під час проектування компресійного холодильного приладу майже у десять разів. Ключові слова: компресійний холодильний прилад, термодинамічний компресор, електричний двигун, холодильний агент, холодопродуктивність.

цикл,

герметичний

1. ВСТУП Герметична система парової компресійної холодильної машини робить її високонадійним приладом, розрахованим на тривалу роботу до стану повної відмови. Однакова топологія компресійних холодильних приладів дозволяє виробникам оперативно, з урахуванням споживчого ринкового попиту змінювати не лише корисний об’єм їх шаф, а й кількість компресорів, випарників, терморегуляторів що входять до складу однієї холодильної машини. В цілому ці дії сприяють одержанню якісного розподілу температури у корисних об’ємах шаф приладу. Що ж стосується енергетичних показників роботи утворених тепломеханічних систем – продуктивності окремих вузлів холодильної машини, енергоспоживання герметичних моторно-компресорних агрегатів, то вони потребують подальшого вдосконалення й, зокрема, уточнень особливості їх роботи в усталеному режимі холодильної машини. Покращання показників енергетичної ефективності холодильного приладу можна досягти за рахунок обмежень припливів тепла до корисного об’єму холодильних шаф із навколишнього середовища та тих, що утворюються у тепломеханічній системі холодильної машини упродовж її роботи, наприклад від втрат електричної потужності у статорі герметичного моторнокомпресорного агрегату. Перші припливи тепла обмежуються впровадженням більш досконалої теплоізоляції шаф холодильного приладу. Другі припливи тепла утворюються всередині герметичної холодильної машини – мотор-компресорному агрегаті й впливають на температуру робочої речовини – хладону та продуктивність компресора. Усунути втрати потужності у статорі компресора неможливо,

а відтак їх негативний вплив на коефіцієнт корисної дії компресора або продуктивність враховують показником відносного перегрівання пари хладону. Оскільки статори сучасних герметичних моторкомпресорних агрегатів працюють із більшим навантаженням за струмом і температурою до 150 ºС, це вимагає переоцінювання показника відносного перегрівання пари хладону в них та уточнень коефіцієнта корисної дії самого компресора. Таким чином, метою роботи є на узагальненій моделі компресійного холодильного приладу типу КШД-260 – для відомих корисних об’ємів його шаф і розрахованих значень припливів тепла до них із навколишнього середовища, застосованої теплоізоляції, обмотки статора моторно-компресорного агрегату і дійсних значень її температури впродовж енергоспоживання та на підставі реального термодинамічного циклу холодильної машини виконати оцінювання показника відносного перегрівання пари хладону в герметичному моторно-компресорному агрегаті після всмоктування компресором із випарника і до стискання та на його підставі уточнити коефіцієнт корисної дії компресора. 2. ТЕОРЕТИЧНИЙ АНАЛІЗ ТЕРМОДИНАМІЧНОГО ЦИКЛУ ХОЛОДИЛЬНОЇ МАШИНИ ІЗ ГЕРМЕТИЧНИМ КОМПРЕСОРОМ Виходячи із призначення холодильної машини – відводити тепло від об’єкта охолодження у зовнішнє більш тепле середовище, принцип її дії визначається законами термодинаміки. Для вилучення кількості тепла Q0 від об’єкта охолодження з температурою

tоб і пересування його в навколишнє середовище з

Journal of Engineering Sciences, Vol. 1, Issue 3 (2014), pp. B 1–B 7.

t АД  tоб .  1 ,

температурою tос , двигун привода компресора парової холодильної машини виконує роботу, споживаючи із електричної мережі живлення потужність, частина якої W стає необоротним теплом, що потрапляє до холодильного циклу і погіршує його ефективність. Хладон, змінюючи агрегатний стан «рідина – пара – рідина», здійснює замкнений цикл обороту у герметичній холодильній машині. Згідно з першим законом термодинаміки кількість тепла відведеного парою хладону через моторно-компресорний агрегат до конденсатора і потім у зовнішнє середовище становить

Qзов  Q0  W.

(2)

Із рівняння (2) витікає, що енергетична досконалість холодильної машини залежить від її спроможності відводити якнайбільше теплового потоку Q0 від об’єкта охолодження і спрямовувати його до герметичного агрегату, та від потужності електричної енергії, спожитої із мережі живлення електричним двигуном привода компресора для трансформації теплового потоку до конденсатора. При цьому електричний двигун привода компресора повинен мати найдосконаліші показники коефіцієнта корисної дії –  АД , енергетичного коефіцієнта потужності –

CosАД , мінімальне споживання струму – I1 і власні втрати потужності – P під час перетворення електричної енергії у корисну механічну роботу – A та, як наслідок, оптимальну температуру мас активних матеріалів – t АД . Електричний двигун убудовано безпосередньо в герметичну холодильну машину в області зміни агрегатного стану хладону. В агрегаті холодильної машини пара хладону низького тиску й температури потрапляє у компресор по трубопроводу всмоктування, стискується і перетворюється в пар високого тиску і високої температури, який здатен перетворюватись у рідину при температурі зовнішнього середовища. Тому в реальному циклі роботи парової герметичної холодильної машини, гарячий електричний двигун, крім основного призначення, потрібно розглядати і джерело незворотного теплового потоку – QАД . Поєд-

нання електричного двигуна із компресором холодильної машини у єдиний агрегат призводить до того, що агрегатний стан пари хладону на вході й виході з нього є неоднаковим. Пара хладону після входу в агрегат із температурою кипіння tоб і до початку його стискування компресором за незмінного тиску підвищує свою температуру від контакту з поверхнями електричного двигуна на величину 1 до рівня B2

ділянка 1–1´ на теоретичній термодинамічній залежності (рис. 1). Після цього незворотність циклу збільшується завдяки адіабатичному стисканню хладону до більш високої температури, ніж та, що потрібна для його конденсації у конденсаторі за тиску, утвореному компресором, ділянка 1´–2´.

(1)

Вплив температури всмоктуваної пари хладону на коефіцієнт корисної дії компресора, зростання якої обумовлене її обтіканням гарячої поверхні статора герметичного моторно-компресорного агрегату, здійснимо за показниками відносного перегрівання пари хладону та питомого електричного холодильного коефіцієнта, що є вітчизняним аналогом європейського – coefficient of performance (COP) [1, 2]:

ε  Q0 W .

(3)

Рис. 1. Термодинамічний цикл парової компресійної холодильної машини

Відповідно до t АД питомий об’єм пари хладону збільшиться до рівня

   '' (1   1 ),

(4)

де  – об’єм 1 м3 пари хладону в точці 1 на рис. 1; ''

 1  1 tоб . – відносне перегрівання пари хладону. Адіабатична робота стискання хладону в компресорі, що пропорційна питомому об’єму всмоктуваної пари, зросте і становитиме

A  A0 (1   1 ),

(5)

де A0 – робота, яку потрібно виконати електричному двигуну компресора для адіабатичного стискування пари хладону за відносного перегрівання його поверхні 1  0 . Теплове навантаження на теплообмінний конденсатор, відповідно до відносного перегрівання пари хладону, збільшиться і становитиме

q  (q0''  c p  1 )  A0 (1   1 ),

(6)

де q0'' – холодильна продуктивність 1 кг хладону;

c p – теплоємність хладону за сталого тиску. Відповідно до зростання адіабатичної роботи стискування хладону дещо зміняться холодильний коефіцієнт й енергетична ефективність холодильної машини зменшиться відповідно до зростання температури перегрівання електричного двигуна 1  0 . Оскільки електричний двигун відпрацьовує закладену паровим терморегулятором розбіжність температур, зростатиме його енергоспоживання.

Дослідження робочих процесів у машинах та апаратах

Узагальнюючи, можна визначити, що маса циркулюючого хладону за одиницю часу знижується порівняно зі насиченою парою. Зменшення холодильної продуктивності компресора із зниженням масової витрати хладону залежить від того, здійснюється під час його перегрівання корисне охолодження чи ні, і чи спостерігається балансуючий приріст холодильної продуктивності від зміни тиску і температури випаровування хладону у випарнику. Якщо балансуючого приросту холодильної продуктивності немає, то додаткова енергія, що потрапляє у систему холодильної машини, повинна бути відведеною теплообмінним конденсатором у зовнішнє середовище. Це небажане навантаження на компресор і теплообмінний конденсатор і обумовлює втрату ефекту охолодження компресора всмоктуваною парою хладону.

за

3. УРАХУВАННЯ ВПЛИВУ ТЕМПЕРАТУРИ ЕЛЕКТРИЧНОГО ДВИГУНА НА КОЕФІЦІЄНТ КОРИСНОЇ ДІЇ ТА ПРОДУКТИВНІСТЬ КОМПРЕСОРА

випромінюванням

Облаштування компресійного холодильного приладу у більшості випадків є орієнтованим на застосування прокатно-зварювального випарника із частковою або повною регенерацією тепла. Проектуванням компресійного холодильного приладу передбачається визначення припливу тепла із навколишнього середовища до діючого об’єму шаф з подальшим його врахуванням під час вибору компресора із продуктивністю, достатньою для вилучення тепла у зовнішнє середовище, та електричного двигуна, потужність якого забезпечить ефективну роботу холодильного приладу в цілому. Тепломеханічну систему охолодження компресорного агрегату беруть серійною за ємності охолоджуваючих камер Vдіючий  200  300 дм3 із серед-

температури

tо.с.  32

навколишнього

середовища

С , та такий, що враховує теплопередачу

контактом із зовнішнім покриттям залізом і внутрішнім – з полістиролу:

K  1/ 1/ 1   / із  1/  2  .

(9)

Тепловіддачу ззовні до холодильної шафи враховує коефіцієнт 1 , всередину –  2 . У загальному вигляді

1;2   к   в . Коефіцієнти тепловіддачі

конвекцією становлять: з поверхні охолодження до навколишнього повітря

 к  Nu  m / ,

(10)

4 4 в    c0108  tст  273   tо.с.  273  /  tст  tо.с.  .





(11) При розрахунку коефіцієнта тепловіддачі 1 зовнішню температуру поверхні стінки шафи беруть меншою tст  tо.с.  2

С і, навпаки, для  2 всере-

дині шафи – більшою tст  tо.с.  2

С . Допоміжний

коефіцієнт   0,9 – для зовнішньої поверхні охолодження та   0,92 – для внутрішньої поверхні шафи. Критерій Нусельта, що є додатком до коефіцієнта тепловіддачі конвекцією за визначальної температури повітря tm  (tст  tо.с. ) / 2 для горизонтальних поверхонь становить Nu  0,72  Gr  Pr 

0,25

, для вер-

ньою температурою в шафі охолодження tоб  5 0С і

тикальних поверхонь – Nu  0,517  Gr  Pr 

шафі морозильній t2  (18...  24) С за температури

значальний розмір для вертикальних площин дорівнює їх висоті, а для горизонтальних поверхонь – їх найменшій довжині. Вилучення тепла, що утікає до камер холодильника з навколишнього середовища, здійснюється шляхом поглинання парами хладону низького тиску і температури, утвореними у випарнику замкненої тепломеханічної системи із масовою його витратою

зовнішнього середовища tос  32 С , як зазначено у 0

[7]. Загальний приплив тепла до шаф холодильника визначається виразом вигляду

Qзаг  QШМ  QШО  Qвн .

(7)

Припливи тепла із зовнішнього середовища до шафи морозильної – QШМ та шафи охолодження – QШО визначаються за спрощеною формулою Ньютона

Q    K  F  t ,

(8)

де коефіцієнт   1,05  1,1 ураховує припливи тепла до шаф холодильника під час відчиняння дверей; F – площа поверхні шару теплоізоляції всередині шафи; t – перепад температури між зовнішньою і внутрішньою поверхнями шаф холодильного апарату (для поверхні позаду холодильника беруть

tо.с.  32

С , для днища tо.с.  42

С ); К – коефіці-

2

. Ви-

G  Q / r (кг / год). Після розрахунку тепла, що утікатиме до камер холодильника із зовнішнього середовища, та визначення масової витрати холодильного агента, виконується розрахунок трубопроводів тепломеханічної системи, гідравлічний розрахунок і обирається компресор з відповідною холодильною продуктивністю. Потужність, яку споживатиме електричний двигун привода компресора, залежатиме: від об’ємних витрат хладону V , ( м3 / с); підвищення тиску, утвореного компресором P, ( Па) , що дорівнюватиме гідравлічному опору тепломеханічної системи, та від коефіцієнта корисної дії компресора  к , тобто

єнт тепловіддачі з поверхні теплоізоляції із пінополіуретану товщиною   0,036  0,06 м , для якого питома теплопровідність із  2,55 10

0,25

N  V  P / к .

(12)

Вт /  м  К 

Journal of Engineering Sciences, Vol. 1, Issue 3 (2014), pp. B 1–B 7.

Із урахуванням викладеного вище, в табл. 1 і 2 зведено результати розрахунку утікань тепла до шаф холодильника типу КШД-260 із об’ємом морозильної шафи 40 дм3. Використаний розрахунок можна вважати усередненим для будь-якого побутового вітчизняного холодильника однакового об’єму, однаковою теплоізоляцією, холодильним агентом тощо. Практика розрахунків теплового потоку Qвн , привнесеного у шафи від розміщених у них об’єктів охолодження та на мережі трубопроводів тепломеханічної системи, як викладено у [7], показує, що разом вони не перевищують 50 % від загального утікання тепла із зовнішнього середовища Qзаг . Звідси загальні приплив тепла всередину діючого об’єму шаф компресійного холодильного приладу становлять

Qзаг  59,18  24,59  83,79 ( Вт), яким відповідає найближчий більший за потужністю виробленого холоду компресор типу ФГ-0,125 (145 ккал/год), із холодильною продуктивністю Qк  99,76 Вт за температури холодильного агента на вході у випарник шафи морозильної мінус 28 оС (для забезпечення режиму заморожування при мінус 24 оС, в каналах випарника температура повинна бути не вище мінус 28 оС). Таблиця 1 – Приплив тепла

QШО до шафи охолодження

Шлях припливу F, K, t , оС тепла м2 Вт/(м2К) Через бокові стіни 1,01 0,627 25 - 5 Через задню стінку 0,48 0,615 35 - 5 Через днище 0,34 0,615 35 - 5 Через двері 0,64 0,627 25 - 5 Через перегородку із шафою морозиль0,25 0,472 5 –(-24) ною Через ущільнення 0,06 0,941 25 - 5 Приплив тепла від нещільності дверного створу та під час відчиняння дверей – до 10 % від QШО Усього приплив тепла до шафи охолодження Таблиця 2 – Приплив тепла

12,7 8,87 6,27 8,03 3,42 1,13 3,4 37

QШМ до шафи морозильної

Шлях припливу F, K, t , оС тепла м2 Вт/(м2К) Через бокові стіни 0,27 0,396 25–(-24) Через задню стін0,15 0,396 35–(-24) ку Через днище 0,25 0,396 25–(-24) Через двері 0,17 0,450 25–(-24) Через перегородку з шафою охоло0,25 0,472 5 - (-24) дження Через ущільнення 0,01 0,725 25–(-24) Приплив тепла від нещільності дверного створу та під час відчинення двері – до 5 % від QШМ Усього приплив тепла до шафи морозильної Підсумкове утікання тепла до шаф побутового холодильника КШД -260 із об’ємом морозильної камери 40 дм3

Q , Вт

Q , Вт 5,25 3,51 4,85 3,74 3,42 0,356 1,06 22,2 59,2

Припускаючи від’ємне відхилення покажчика вироблення холоду Qк у серійних компресорів до 10 %, а також беручи до уваги, що агрегат працює з коефіцієнтом корисної дії 0,8 – 0,85, вважаємо, що компресор ФГ-0,125 забезпечуватиме режим заморожування. Його холодильна продуктивність Qк за температури випаровування холодильного агента мінус 25 оС (у режимі зберігання температура на стінці випарника повинна бути не вище мінус 23 оС) становитиме 116 Вт, і при цьому в холодильному циклі повинно обертатися 2,8 кг/год. холодильного агента – фреону. З урахуванням деяких від’ємних відхилень супутніх покажчиків під час вироблення холоду на 10 % у напрямку його можливого зменшення, ефективну продуктивність компресора одержимо на рівні Qк  116  0,9  104,5 Вт , а масу холодильного агента, що циркулює, – G  2,8  0,9  2,52 кг / год. Для достовірної оцінки досконалості обраного герметичного компресора у методиці його вибору доцільно враховувати можливе підвищення температури кипіння tоб холодильного агента від температури вбудованого електродвигуна. Відтак для обраного за прототип холодильникаморозильника типу КШД-260 із розрахунковою температурою кипіння фреону у випарнику морозильника tоб  23 0 С , або tоб  250,15 0 К , та межовим значенням температури за класом ізоляції обмотувального дроту котушок статора і пазів електричного двигуна (найгірша ізоляція класу А витримує температуру t АД  105

С , або

t АД  378,15 0 К ) відносне перевищення температури його поверхонь над температурою кипіння холодильного агента становить

 1  1 / tоб .  1   378,15  250,15  / 250,15  0, 492. Якщо навантаження компресора є нижчим за номінальне, то нижчим є навантаження й електричного двигуна і, як наслідок, є нижчим його температура та відносне перевищення температури поверхонь електродвигуна. Так, під час пуску охолодженого електричного двигуна компресора його температура дорівнює температурі зовнішнього середовища tо.с.  32

С і відносне перевищення температури

поверхонь електродвигуна становить  1  0, 221 . Одержані значення відносного перевищення температур порівняно з наведеними у [8] постають на порядок вище. Оскільки ця величина фізично залежить від кількості тепла QАД , що відводиться всмоктуваною парою холодильного агента від вбудованого у герметичному компресорі електричного двигуна, і повинна бути співвіднесена з теплом Qзаг , що відводиться теплообмінним конденсатором від об’єкта охолодження з температурою t к у більш тепле зовнішнє середовище з температурою tо.с. унаслідок роботи А електричного двигуна, визначимо її у вигляді виразу, наведеного в [9]

Дослідження робочих процесів у машинах та апаратах

1 

QАД Qзаг



q Qзаг  АД , Ga c p tоб . q заг

(14)

де q АД  QАД Qзаг – питома холодильна продуктивність електричного двигуна; '' – термодинамічна характерисq заг  (с р  tоб ) qзаг тика сухої ненасиченої пари холодильного агента в області його всмоктування компресором. Якщо, наприклад, у типовому холодильникуморозильнику КШД-260 застосовано електричний двигун із корисною потужністю на валу P2  140 Вт і коефіцієнтом корисної дії 

АД

 0,76 , то споживана

ним з електромережі потужність становить

P1  P2  АД . P1  140 0, 76  184, 2 ( Вт). Таким чином, тепловий потік, що дорівнює втратам електричної потужності в електричному двигуні й виноситься компресором разом із загальним тепловим потоком до теплообмінного конденсатора, становитиме

P  QАД  P1  P2 . P  QАД  184, 2  140  44, 2 ( Вт).

Для винесення такого теплового потоку QАД до конденсатора, визначимо масову продуктивність компресора Gк з холодильним агентом – фреоном R12 протягом інтервалу однієї години. Теплоємність фреону R12 за незмінного тиску та температури кипіння tоб .  23 0С , або tоб.  250,15 0 К , дорівнює

c p  0,57 кДж /  кг  К  і в діапазоні температур

його кипіння (-80 – 80) оС змінюється від 0,47 до 0,74 кДж /  кг  К  . Після підстановки визначених величин до рівняння масової продуктивності компресора одержимо

Gк  Gк 

QАД

1  tоб .  c p

44, 2 102  3600  2, 27 (кг ). 0, 492  250,15  0,57

що на 10 % нижче його значення, одержаного на початку розрахунку масової продуктивності компресора холодильника-морозильника КШД-260, а саме Gк  2,52 кг . Така розбіжність знаходиться в межах започаткованих на початку аналізу відхилень і може вважатися припустимою. Оскільки втрати потужності в електричному двигуні компресора QAД  P1 (1   АД ) , питома холодильна продуктивність електродвигуна становитиме

q АД 

P1 (1   АД ) Qзаг



1   АД

е

(15)

де  e  Qзаг P1 – електричний холодильний коефіцієнт, або коефіцієнт корисної дії холодильного циклу. За відомою величиною відносного перегрівання 1 можна визначити коефіцієнт корисної дії герметичного компресора:

к  1

1   

(16)

Для наведеного прикладу КШД-260 він знаходиться у межах 0,67  к  0,82 , що відповідають гарячому електричному двигуну привода компресора за максимального навантаження – найменші значення, та його пуску охолодженим – найбільші значення, тобто залежить від режиму роботи двигуна. Рекомендовані у [9] його значення для побутових холодильників у межах 0,93  к  0,98 , як це випливає із попереднього аналізу, завищені в середньому на 22 %, а тому обрані електричні двигуни для привода компресорів побутових холодильних машин працюють перевантаженими за потужністю і за температурою, обумовленою завищеними втратами електричної потужності в обмотці статора і з магнітними втратами в сталі ротора та статора. Роблячи такий висновок, потрібно враховувати істотну ознаку термодинамічного циклу холодильної машини з герметичним компресором, а саме те, що склад пари хладону біля входу до компресора і до циліндра неоднаковий. Якщо у патрубок, через який герметичний компресор всмоктує пару хладону, вона надходить вологою, то електричний двигун охолоджується рідиною фреону, що випаровується за незмінного тиску в герметичному корпусі компресора (на рис. 1 область 1”–1). Під час всмоктування вологої пари холодильна продуктивність хладону, наприклад R12, зменшується відповідно до рекомендацій [8] за виразом вигляду

'' заг

 0,502tоб  1,05tк  306.

(17)

Зменшується також і відносне перегрівання хладону  1  q АД q заг . Робота компресора «вологим ходом» доцільна у випадку герметичного його виконання, і за потреби здійснюється інтенсивне охолодження компресора та його електричного двигуна з метою забезпечити їх тривалої роботи на відмову. У цьому разі, як у крайньому випадку, застосовують примусову подачу вологі пари хладону до компресора шляхом його вприскування у патрубок усмоктування, але це небезпечно або пов’язано з винесенням мастила із компресора у холодильну систему, і від так не застосовується у побутових холодильних приладах. Так, для застосованого як приклад холодильника-морозильника КШД260, що працює на фреоні R12, холодильна продуктивність сухої пари хладону за виразом (17) становить

Journal of Engineering Sciences, Vol. 1, Issue 3 (2014), pp. B 1–B 7.

ВИСНОВОК

q"заг  0,502  250,15  1, 05  313,15  306  102, 77 (кДж / кг ), а термодинамічна характеристика сухої ненасиченої пари під час усмоктування до компресора дорівнює

q заг  q заг

c p tоб q "заг

0,57  250,15   1,387. 102, 77

Оскільки одержані значення q заг  1 то, згідно з рекомендаціями [9], застосування вологого ходу на фреоні R12 у побутових компресійних холодильниках є недоцільним.

Підсумовуючи, можна визначити, що виконаний теоретичний аналіз щодо уточнення значень коефіцієнта корисної дії компресора холодильної машини потребує всебічної перевіряння шляхом проведення експериментальних випробувань. Останні тісно пов’язані із вимірами температури, розробленням відповідних вимірювальних приладів для застосування їх як за прямим призначенням, так і під час розроблення приладів для визначення еквівалента теплового потоку за непрямою ознакою – градієнтом температури.

Refrigeration machine with hermetic compressor thermodynamic cycle research Yu. V. Baydak1), 1) Electrical engineering and Electrotechnologies Department, Institute of Refrigeration, Cryotehnology and Ecoenergetics, Odessa National Academy of Food Technologies, 1/3, Noble Str., 65082, Odessa, Ukraine

The article analyses the peculiarities of thermodynamic work cycle of the refrigerating machine with hermetic compressor. The calculations of heat leakage from the environment to the compression refrigeration device current volume have been highlighted. Theoretical clarification of magnitudes of refrigerant vapor overheating after its suction into hermetic compressor from direct contact with the surfaces of the electric motor was conducted. The following magnitudes were 10 times higher than the values initiated on the stage of compression refrigeration device design. The refrigerant vapors enter the compressor cylinder with a much lower density, resulting in significantly greater reduction in compressor refrigerating performance, reducing its efficiency not up to 5 % but to 22 % at electric motor compressor drive heating to operating temperature 95 ° C and, as a consequence, leads to heat exchange condenser overloading on heat and to refrigerant mass consumption reduction during the refrigerating machine operating cycle, i.e. to 32 % refrigerating performance loss. Key words: compression refrigerating equipment, thermodynamic cycle, hermetic compressor, electric motor, refrigerant, refrigerating performance.

Исследование термодинамического цикла холодильной машины с герметичным компрессором Ю. В. Байдак1) 1) Институт холода, криотехнологий и экоэнергетики Одесской национальной академии пищевых технологий, ул. Дворянская, 1/3, г. Одесса, 65082

В статье рассматриваются особенности термодинамического цикла работы холодильной машины с герметичным компрессором, освещены вопросы расчета утечек тепла из окружающей среды с действующим объема компрессионного холодильного прибора. Проведено теоретическое уточнение значений величин относительного перегрева пара хладона после его всасывания в герметичного компрессора от непосредственного контакта с поверхностями электрического двигателя, которое оказалось более начатого при проектировании компрессионного холодильного прибора почти в десять раз. Ключевые слова: компрессорный холодильный прибор, термодинамический цикл, герметичный компрессор, электрический двигатель хладагент холодопроизводительность.

СПИСОК ВИКОРИСТАНИХ ДЖЕРЕЛ

1. Маaке В. Учебник по холодильной технике / В. Мааке, Г. Ю. Эккерт, Ж. Л. Польмани; под ред. В. Б. Сапожникова; пер. с франц. – М.: МГУ, 1998. – 1142 с. 2. Прилади холодильні електричні побутові. Загальні технічні умови: (ГОСТ 16317–95, ISO 5155–83, ISO 7371–85, IEC 335–2–24–84): ДСТУ 2295–93. – [Чинний від 1995–07– 20] – К.: Держстандарт України, 1996. – 35 с. 3. Ландик В. И. Современные холодильники NORD / В. И. Ландик, А. Н. Горин. – СПб.: Наука и техника, 2003. – 144 с.

4. Бабакин Б. С. Бытовые холодильники и морозильники: справочник / Б. С. Бабакин, В. А. Выгодин. – [2-е изд.]. – М.: Колос, 2000. – 656 с. 5. Белов А. В. Конструирование устройств на микроконтроллерах / А. В. Белов. – СПб.: Наука и Техника, 2005. – 256 с. 6. Титлов А. С. Современный уровень разработок и производства бытовых абсорбционных холодильных приборов и их экономическая эффективность / А. С. Титлов // Энергосбережение, энергетика, энергоаудит. – 2007. – №9. – С. 9–17.

Дослідження робочих процесів у машинах та апаратах

7. Канторович В. И. Основы автоматизации холодильных установок / В. И. Канторович, З. В. Подлипенцева. – М.: Агропромиздат, 1987. – 287 с. 8. Исследование и разработка двухкамерного холодильника КШД–260 с низкотемпературной камерой объёмом не менее 40 дм3, с режимом замораживания продуктов и автоматической оттайкой: отчет по НИР / Одес. технол. ин-т холод. пром-ти. – № ГР 15.КО76/80, 5016. – Одеса, 1978. – 167 с.

9. Якобсон В. Б. Малые холодильные машины / В. Б. Якобсон. – М.: Пищевая промышленность, 1977. – 368 с.

REFERENCES 1. Maake V., Ekkert G. Yu., Polmani Zh. L. (1998). Uchebnik po holodilnoy tehnike. M. MGU. 1142 p. [in Russian]. 2. DSTU 2295–93. Priladi holodilni elektrichni pobutovi. Zagalni tehnichni umovi. (1995). 35 p. [in Ukrainian]. 3. Landik V. I. (2003). Sovremennye holodilniki NORD. SPb: Nauka i Tehnika. 144 p. [in Russian]. 4. Babakin B. S. (2000). Bytovye holodilniki i morozilniki: Spravochnik. M. Kolos. 656 p. [in Russian]. 5. Belov A. V. (2005). Konstruirovanie ustroystv na mikrokontrollerah. SPb. Nauka i Tehnika. 256 p. [in Russian]. 6. Titlov A. S. (2007). Energosberezhenie. Energetika. Energoaudit. Vol. 9. Pp. 9 – 17. [in Russian].

7. Kantorovich V. I., Podlipentseva Z. V. (1987). Osnovy avtomatizatsii holodilnyh ustanovok. M. Agropromizdat. 287 p. [in Russian]. 8. Issledovanie i razrabotka dvuhkamernogo holodilnika KShD–260 s nizkotemperaturnoy kameroy ob'Yomom ne menee 40 dm3, s rezhimom zamorazhivaniya produktov i avtomaticheskoy ottaykoy. (1978). Otchet po NIR. Odes. tehnol. in–t holod. proi–sti. Vol. GR 15.KO76/80, 5016. Odesa. 167 p. [in Russian]. 9. Yakobson V. B. (1977). Malyie holodilnyie mashinyi. M. Pischevaya promyishlennost. 368 p. [in Russian].

Journal of Engineering Sciences, Vol. 1, Issue 3 (2014), pp. B 1–B 7.

ЖУРНАЛ ІНЖЕНЕРНИХ НАУК JOURNAL OF ENGINEERING SCIENCES ЖУРНАЛ ИНЖЕНЕРНЫХ НАУК Web site: http://jes.sumdu.edu.ua/ Том 1, № 3 (2014)

Информационное письмо

Уважаемые коллеги, рады сообщить, что с 2015 года «Журнал инженерных наук» открывает новый раздел: «Компьютерная инженерия». Редакция журнала принимает статьи, заметки, рецензии, размышления, информационные материалы на данную тему и надеется на дальнейшее эффективное сотрудничество.

С уважением, главный редактор журнала, д-р техн. наук Дмитрий Криворучко!

Рубрика «Компьютерная инженерия» объединяет исследования в сфере электротехники, компьютерных наук, информационных и информационнокоммуникационных технологий, необходимых для проектирования аппаратного и программного обеспечения. Основными направлениями исследований являются машинное зрение и робототехника; системы автоматизированного проектирования; обработка сигналов, изображений и звука; кодирование, криптография и информационная безопасность; телекоммуникационные и беспроводные сети; вычислительная наука и техника; компьютерные сети и мобильные компьютеры; распределенные и параллельные вычисления.

Дослідження робочих процесів у машинах та апаратах

ЖУРНАЛ ІНЖЕНЕРНИХ НАУК JOURNAL OF ENGINEERING SCIENCES ЖУРНАЛ ИНЖЕНЕРНЫХ НАУК Web site: http://jes.sumdu.edu.ua/ Том 1, № 3 (2014) УДК 614.73.16

Дослідження швидкості витання полідисперсних матеріалів для визначення здатності їх розділення у пневмокласифікаторі А. В. Литвиненко1), М. П. Юхименко2) 1), 2) Сумський

державний університет, вул. Римського-Корсакова, 2, Суми, Україна, 40007

Article info: Paper received: The final version of the paper received: Paper accepted online:

28 April 2015 11 May 2015 05 November 2015

Correspondent Author's Address: 1) ravenatko@ya.ru 2) yunp@ukr.net

Процеси класифікації (або фракціонування) полягають у поділі сипких матеріалів на дві і більше фракції за розміром частинок щодо заданої граничної крупності, причому зміст інших класів у цих продуктах допускається в невеликій кількості. Високий ступінь поділу при здійсненні процесів класифікації дисперсних матеріалів впливає не лише на витратні норми сировини та її якість, а й визначає продуктивність та ефективність роботи інших машин і апаратів у технологічній схемі, що в кінцевому підсумку позначається на техніко-економічних показниках усього виробництва. Робота присвячена експериментальним дослідженням з метою визначення швидкості витання частинок різних полідисперсних матеріалів, таких як гречка, карбамід, насіння моркви, просо, насіння редиски. Знання цих даних є важливими під час розробляння моделей та установок для проведення процесу пневмокласифікації. Викладено методику дослідження швидкості витання на створеному лабораторному стенді. Розроблений стенд відіграє важливу роль у дослідженні процесів сепарації і розділення, оскільки ефективність пневмокласифікаторів залежить від знання значень швидкостей витання для матеріалів, з якими буде працювати розроблений апарат. За одержаними експериментальними даними виконано порівняння швидкостей витання різних матеріалів та встановлено залежність швидкості витання від маси наважки. Оскільки в більшості випадків значення швидкостей витання береться усереднене, то часто мають місце великі розбіжності між моделлю процесу і його реалізацією у створеному апараті. Тому можна очікувати, що одержані в роботі дані значно підвищать точність моделей та ефективність нових апаратів. Ключові слова: пневмокласифікація, частинка, розділення, швидкість витання, винесення, шар матеріалу.

1. ВСТУП Пневматична класифікація ґрунтується на різниці швидкостей витання частинок різних фракцій у потоці повітря [1]. Цей метод позбавлений багатьох недоліків, властивих механічній та гідравлічній класифікації, і має певні переваги. Пневмокласифікація на відміну від механічної класифікації дозволяє розділяти вихідний матеріал на фракції за сукупністю фізико-механічних властивостей частинок: розмірами, формою, шорсткістю поверхні і густиною. Порівняно з гідравлічною класифікацією пневматичний метод розділення дозволяє отримувати продукти в сухому вигляді, що знижує енергоємність проведених технологічних процесів. Ці відмінні ознаки сприяють поширенню пневматичної класифікації в різних галузях промисловості [2]. 2. ЛІТЕРАТУРНИЙ ОГЛЯД І ПОСТАНОВКА ПРОБЛЕМИ Класифікація зернистих матеріалів широко використовується в хімічній, гірничорудній, металургійній, будівельній промисловостях та сільському господарстві, а також у пневмотранспорті.

Властивості цих матеріалів безпосередньо пов'язані з їх розмірами. Для такої класифікації насамперед потрібна інформація про швидкість витання частинок. Швидкість витання – це швидкість газового потоку, за якої гідравлічний тиск на поверхню одиничної твердої частинки дорівнює її вазі. Коли швидкість потоку перевищить швидкість витання частинок, починається спільний висхідний рух газового потоку і твердої частинки. Газовий потік, проходячи по пористих каналах шару, чинить тиск на окремі частинки, що сумарно виражається у втраті напору. Збільшення швидкості потоку газу призводить до збільшення перепаду тиску в нерухомому шарі сипкого матеріалу. Шар матеріалу зберігає нерухомий стан до того часу, поки вага шару матеріалу, що припадає на одиницю його площі, не дорівнює перепаду тиску. При подальшому збільшенні швидкості шар переходить у псевдозріджений стан і перепад тиску залишається постійним. Зі збільшенням швидкості шар матеріалу розширяється, тобто зменшується концентрація твердої фази в одиниці об'єму шару матеріалу. Подальше збільшення швидкості призводить до винесення твердих частинок і

Journal of Engineering Sciences, Vol. 1, Issue 3 (2014), pp. B 9–B 13.

навіть до повного винесення шару матеріалу із апарата [3]. Величина швидкості витання також залежить від концентрації твердої фази. У міру збільшення концентрації твердої фази швидкість вітання зменшується. Перехід нерухомого шару в псевдозріджений і в подальшому – у висхідний потік зовні виражається в зміні концентрації твердої фази. Швидкість витання дорівнює за величиною швидкості вільного падіння і протилежна їй за напрямом у тому випадку, коли режим обтікання твердої частинки в потоці газу таким самим, що і при падінні твердої частинки в нерухомому середовищі. Сталої швидкості вільного падіння частинка набирає в рівноважному стані, коли сума сили опору середовища та статичної піднімальної сили дорівнює силі тяжіння. Теоретично ця рівноважна швидкість досягається на нескінченно довгому шляху. Одним із способів визначення швидкості витання є аналітичний метод. Він базується на критеріальних рівняннях для найбільш поширених режимів: Re = 0,152 Ar0,715 (для перехідного режиму 36 ˂ Ar (критерій Архімеда) ˂ 83000) і Re = 1,74 Ar0,5 (для турбулентного режиму Ar ˃ 83000) [4]. Швидкість витання частинок різних матеріалів можна визначити експериментальним методом, що дозволяє наглядно оцінити результати, та одержати більш точні значення, які відповідають конкретному матеріалу, що буде використовуватися. Тому метою роботи було створення експериментальної установки для дослідження швидкості витання полідисперсних матеріалів та реалізація одержаних даних для розрахунків пневматичних класифікаторів та сепараторів. 3. ДОСЛІДЖЕННЯ ШВИДКОСТІ ВИТАННЯ ПОЛІДИСПЕРСНИХ МАТЕРІАЛІВ

Дослідження проводилися на експериментальній установці (рис. 1), що складається із скляної трубки 3, сепаратора 2 і пристрою для створення всмоктувального потоку. В нижній частині трубки установлена сітка з дрібними комірками 4, на яку і завантажують досліджувані частинки. Вище сітки установлена циліндрична труба і на виході з неї – гратка 9. Розміри комірок гратки та сітки 4 в 1,5–2 рази менші від досліджуваних частинок. Витрата повітря регулюється вентилем 6, що забезпечує плавне регулювання. Для вимірювання витрати повітря на всмоктувальному патрубку труби 3 передбачений тарований колектор 5, до якого під’єднаний U-подібний дифманометр 7 або мікроманометр із похилою шкалою 8 для вимірювання невеликих витрат повітря. Для кращої візуалізації досліджуваного процесу витання частинок апарат виконаний із органічного скла. На нижню сітку 4 через люк 1 у верхній частині сепаратора 2 завантажуються досліджувані частинки. Всмоктувальний потік повітря створюється за допомогою компресора. Проходячи через скляну трубку 3, потік повітря чинить необхідний гідравлічний тиск на досліджувані частинки, які знаходяться в скляній трубці 3 на сітці 4. За допомогою U-

B 10

подібного дифманометра 7 або мікроманометра з похилою шкалою 8 фіксується необхідна швидкість газового потоку, за якої частинки притискуються до гратки 9 (початкова швидкість). Далі регулювальними вентилем 6 змінюється витрата газового потоку і фіксується мінімальна швидкість газового потоку, за якої частинки відриваються від гратки і починають опускатись вниз.

Рис. 1. Схема експериментальної установки для дослідження швидкості витання: 1 – люк; 2 – сепаратор; 3 – скляна трубка; 4 – сітка; 5 – тарований колектор; 6 – регуляційний вентиль; 7 – U-подібний дифманометр; 8 – мікроманометр з похилою шкалою; 9 – гратка

Ці вимірювання повторюються декілька разів і закінчуються при досягненні мінімальної різниці в межах 10–15 % між максимальним і мінімальним показанням U-подібного дифманометра 7, або мікроманометра з похилою шкалою 8. Вимірювання виконуються з різними за формою частинками як в ізольованих умовах (одиночна частинка), так і в стиснених умовах (декілька частинок). Створений стенд поданий на рис. 2. Експеримент проводився з п’ятьма матеріалами, які різняться своїми властивостями і розміром частинок. До матеріалів додавалися різні домішки, створюючи їх суміш з основним матеріалом та визначалися швидкості витання. Як модельний матеріал використовували: гречку, карбамід, насіння моркви, просо, насіння редиски. По знятим показникам дифманометра P знаходили витрату повітря VП :

VП    S0

2P



(1)

де  – коефіцієнт витрати колектора (за відношення меншого діаметра колектора до більшого d0 / D0  0,05  0,6 , беремо  = 0,5–0,8); S0 – площа перерізу меншого діаметра колектора, м2;  – густина матеріалу, кг/м3.

Дослідження робочих процесів у машинах та апаратах

Рис. 2. Експериментальна установка для дослідження швидкості витання

Швидкість повітря (відповідно швидкість витання частинки) визначали з рівняння витрати:

V 2 WП  П DТР , 0, 785

(2)

де DТР – внутрішній діаметр труби, м. За кожним із наведених на графіках матеріалів будувалась таблиця результатів. У кожному дослідженні було по 10 вимірювань, причому в кожному наступному збільшувалася маса завантажених частинок, що дозволяє проаналізувати зміну параметрів процесу. При збільшенні маси наважки збільшується тиск в установці і витрата повітря, для підняття шару наважки. Використовуючи ці дані, будується графік залежності кількості винесення матеріалу від розрахункової швидкості витання частинок. Також одержані залежності дають можливість проаналізувати різницю в значеннях швидкостей витання частинок домішок і основного матеріалу, що дозволяє зробити висновок про можливість розділення матеріалу від різноманітних домішок.

ВИСНОВКИ Об'єктом лабораторних досліджень було створення установки для дослідження та визначення швидкостей витання частинок полідисперсних твердих сипких матеріалів. У ході експерименту одержані дані, які подані у вигляді графіків, за результатами аналізу яких можна дійти висновку, що кількість винесеного матеріалу безпосередньо залежить від швидкості газового потоку в апараті, тобто від швидкості витання досліджуваних частинок. Експеримент проводився як із окремими частинками, так і в обмежених умовах із додаванням до них різних домішок. Дані досліджень показують, що мінімальна різниця між швидкостями витання частинок основного матеріалу та домішок спостерігається лише для насіння моркви. Для решти матеріалів швидкості витання їх частинок по стосовно частинок домішок значно відрізняються. Отже, для досліджуваних матеріалів, крім насіння моркви, існує можливість їх пневмокласифікації.

Рис. 3. Загальний графік кількості винесення матеріалу від швидкості витання частинок

Journal of Engineering Sciences, Vol. 1, Issue 3 (2014), pp. B 9–B 13.

B 11

Рис. 4. Загальний графік залежності швидкості витання від кількості матеріалу

Research of the polydispersed products terminal velocities to determine their separation ability in the pneumatic classifier A. V. Lytvynenko1), M. P. Yukhymenko2) 1), 2)

Sumy State University, 2, Rimsky Korsakov Str., 40007, Sumy, Ukraine Classification (fractionation) is the process of granular products separation into two or more fractions according to the particles sizes, moreover given size limit and content of other products in the main product is very insignificant. For example, fractionation of granular products is intended for producing fertilizers, for removal of fine particles (dust removal) from filling of burning furnaces chambers; it is used for electrodes manufacturing, for cleaning and preparing of the seeds for planting, which is the most important technological process in agriculture. High separation degree by classification of the dispersed products affects not only the raw materials consumption and its quality but it also determines the efficiency of other machines and apparatus operation in the technological scheme, which ultimately affects the technical and economic indicators of the whole production. This work is devoted to the experimental research in order to determine the terminal velocities of different polydispersed products, such as buckwheat, carbamide, carrot seeds, millet, radish seeds. Knowledge of these values is important for the development of models and devices for pneumatic classification. The research methodology of the particles terminal velocities using developed using a laboratory stand is presented. Designed stand plays an important role in the study of the separation processes and classification, as pneumatic classification effectiveness depends on the knowledge of particles terminal velocities of the products for which this device is intended to. Based on the obtained experimental results one has made graphics of comparing the terminal velocities of different substances and the dependence of terminal velocity from the mass of the mounting. Since in the most cases one takes into consideration the average terminal velocity, it causes big difference between modeling the process and its implementation in the designed stand. It can be expected that the obtained data will greatly increase the operating efficiency of the pneumatic classifier. Key words: pneumatic classification, particle, separation, terminal velocity, entrainment, product layer.

Исследование скорости витания полидисперсных материалов для определения возможности их разделения в пневмоклассификаторы 1), 2) Сумский

государственный университет, ул. Римского-Корсакова, 2, Сумы, Украина, 40007

А. В. Литвиненко1), Н. П. Юхименко2) Процессы классификации (или фракционирования) заключаются в разделении сыпучих материалов на две и более фракции по размеру частиц по заданной предельной крупности, причем содержание других классов в этих продуктах допускается в небольшом количестве. Высокая степень разделения при осуществлении процессов классификации дисперсных материалов влияет не только на расходные нормы сырья и его качество, но и определяет производительность и эффективность работы машин и аппаратов в технологической схеме, в конечном итоге сказывается на техникоэкономических показателях всего производства.

B 12

Дослідження робочих процесів у машинах та апаратах

Работа посвящена экспериментальным исследованиям с целью определения скорости витания частиц различных полидисперсных материалов, таких как гречка, карбамид, семена моркови, просо, семена редиса. Полученные данные являются исходными данными для разработок моделей и установок осуществляющих процесс пневмоклассификации. Изложена методика исследования скорости витания в созданном лабораторном стенде. Разработанный стенд играет важную роль в исследовании процессов сепарации и разделения, так как эффективность пневмоклассификаторов зависит от знания скоростей витания материалов, с которыми будет работать аппарат. По полученным экспериментальным данным выполнено сравнение скоростей витания различных материалов и установлена зависимость скорости витания от массы навески. Поскольку в большинстве случаев значения скоростей витания берется усредненное, то часто имеют место большие различия между моделью процесса и его реализацией в созданном аппарате. Поэтому, полученные в работе данные значительно повысят точность моделей и эффективность новых аппаратов. Ключевые слова: пневмоклассификация, частица, разделение, скорость витания, слой материала.

СПИСОК ВИКОРИСТАНИХ ДЖЕРЕЛ 1. Мизонов В. Е. Аэродинамическая классификация порошков / В. Е. Мизонов, С. Г. Ушаков. – М.: Химия, 1989. – 160 с. 2. Барский М. Д. Гравитационная классификация зернистых материалов / М. Д. Барский, В. И. Ревнивцев, Ю. В. Соколкин. – М.: Недра, 1974. – 232 с.

3. Апарати завислого шару. Теоретичні основи і розрахунок / [М. П. Юхименко, С. В. Вакал, М. П. Кононенко, А. П. Філонов]. – Суми: Собор, 2003. – 304 с. 4. Донат Е.В. Аппараты со взвешенным слоем для интенсификации технологических процессов / Е. В. Донат, А. И. Голобурдин. – М.: Химия, 1993. – 144 с.

REFERENCES 1. Mizonov V. E., Ushakov S. G. (1989). Aerodinamicheskaya klassifikatsiya poroshkov. Moskva. Himiya. 160 p. [in Russian]. 2. Barskiy M. D., Revnivtsev V. I., Sokolkin Yu. V. (1974). Gravitatsionnaya klassifikatsiya zernistyih materialov. Moskva. Nedra. 232 p. [in Russian].

3. Yukhymenko M. P., Vakal S. V., Kononenko M. P., Filonov A. P. (2003). Aparaty zavisloho sharu. Teoretychni osnovy i rozrahunok. Sumy. Sobor. 304 p. [in Ukrainian]. 4. Donat E. V., Goloburdin A. I. (1993). Apparatyi so vzveshennyim sloem dlya intensifikatsii tehnologicheskih protsessov. Moskva. Himiya. 144 p. [in Russian].

Journal of Engineering Sciences, Vol. 1, Issue 3 (2014), pp. B 9–B 13.

B 13

ЖУРНАЛ ІНЖЕНЕРНИХ НАУК JOURNAL OF ENGINEERING SCIENCES ЖУРНАЛ ИНЖЕНЕРНЫХ НАУК Web site: http://jes.sumdu.edu.ua/ Том 1, № 3 (2014)

Newsletter

Dear Colleagues happy to announce that in 2015, «Journal of Engineering Sciences» opens a new heading: «Computer engineering». Editorial Board accepts articles, notes, reviews, thoughts, information materials on the subject and hopes for further effective cooperation.

Sincerely,

Editor – in – chief, Doctor of Engineering Sciences Dmitry Kryvoruchko!

A heading «Computer engineering» integrates re-searches of several fields of electrical engineering, computer science, information and information-telecommunication technologies required to develop computer hardware and software. Main research areas in the field of computer engineering are computer vision and robotics; Computer-aided design; signal, image and speech processing; coding, cryptography and information protection; communications and wireless networks; computational science and engineering; computer networks, mobile computing; distributed and parallel processing.

B 14

Дослідження робочих процесів у машинах та апаратах

ЖУРНАЛ ІНЖЕНЕРНИХ НАУК JOURNAL OF ENGINEERING SCIENCES ЖУРНАЛ ИНЖЕНЕРНЫХ НАУК Web site: http://jes.sumdu.edu.ua/ Том 1, № 3 (2014) УДК 66.096.5

Кінетика теплообміну під час капсулювання мінеральних гранул суспензією курячого посліду в апараті киплячого шару P. О. Острога1), М. П. Юхименко2), С. М. Яхненко3), Джаваїд Аділ4) 1), 2) Сумський

державний університет, вул. Римського-Корсакова, 2, Суми, Україна, 40007

Article info: Paper received: The final version of the paper received: Paper accepted online:

11 March 2015 04 May 2015 05 November 2015

Correspondent Author's Address: 1) ruslan-ostroga@yandex.ru 2) yunp@ukr.net

Роботу присвячено теоретичним та експериментальним дослідженням процесу покриття гранул мінеральних добрив органічною суспензією у вигляді рідкого курячого посліду. Зазначено перспективність використання як матеріалу капсульної оболонки суспензії курячого посліду, внаслідок чого запобігається його потрапляння в необробленому вигляді в навколишнє середовище, а завдяки органічному походженню – не забруднюються ґрунт та довкілля. Викладено методику дослідження теплообміну процесу капсулювання. На підставі одержаних експериментальних значень проведено розрахунок коефіцієнта тепловіддачі від теплового агента (повітря) до поверхні твердих частинок під час випаровування суспензії. Експериментально і теоретично досліджено кінетику теплообміну під час покриття мінеральних гранул суспензією курячого посліду та визначено умови конвективного теплообміну в киплячому шарі. Одержано критеріальне рівняння для визначення коефіцієнта тепловіддачі від теплового агента до поверхні частинок під час випаровування органічної суспензії. Ключові слова: капсулювання, апарат киплячого шару, суспензія, коефіцієнт тепловіддачі, кінетика теплообміну.

1. ВСТУП Відходи тваринного походження мають вигляд дуже зволожених суспензій [1]. Органічна суспензія містить багато колоїдних частинок, які створюють в’язку структуру. Для мінімізації витрат найбільш оптимальною технологією нанесення органічних оболонок є капсулювання в апаратах киплячого шару. Особливістю використання як капсульної оболонки курячого посліду є нанесення на поверхню мінеральної гранули не розчину, як це відбувається під час гранулювання мінеральних добрив, а суспензії. У такому разі механізм укрупнення гранул неоднозначний і істотно залежить від специфіки використовуваної суміші та температурного режиму процесу капсулювання. Теплообмінний процес під час капсулювання в апаратах киплячого шару відрізняється від сушіння тим, що на поверхню зважених гранул постійно подається суміш рідини та дрібних (10–20 мкм) органічних частинок. Інтенсивність теплообміну функціонально залежить від швидкості й температури повітря, розмірів частинок та їх фізико-хімічних властивостей.

повністю охоплює гранулу, за умови суміщеного підведення тепла – конвекцією від псевдозріджувального агента до поверхні гранули й теплопровідністю крізь її товщу шляхом розв’язання спрощеної задачі теплообміну сфери із середовищем сталої температури. Одержаний результат має вигляд критеріальної залежності [2]:

2. ЛІТЕРАТУРНИЙ ОГЛЯД І ПОСТАНОВКА ПРОБЛЕМИ

 t   2t 2 t   * rС U  aT   2       r r  cT     r  , (2) 2 2  U  k    U  2  U   k   *    t  2  t   2   2    r r  r r   r  r 

Перша спроба аналізу контакту гранул з краплями розчину належить В. Ф. Волкову. Він розраховував процес випаровування плівки розчину, що

NuЕФ  A 

2  T

Г



TR  TR   Bi  B  NuНест , (1) TПШ  TR 

де λT, λГ – теплопровідність твердого матеріалу та газу відповідно; TR, TR+Δ, TПШ – температура поверхні гранули, плівки та шару відповідно; NuЕФ, NuНест – значення критерію Нуссельта: ефективне та розраховане за рівнянням Нестеренка; Bi – критерій Біо; A, B – емпіричні константи. У разі, якщо теплопровідністю всередині частинок знехтувати не можна, процес теплоперенесення в об’ємі твердої кулястої частинки за умови, коли частки містять певну кількість вологи, запишеться у вигляді системи [3]:

Journal of Engineering Sciences, Vol. 1, Issue 3 (2014), pp. B 15–B 18.

B 15

де t – поточна температура частинки, °C; U – вологовміст матеріалу; τ – час, с; aT – коефіцієнт температуропровідності твердої частинки, м2/с; r – поточний радіус частинки, м; ε* – критерій фазового перетворення; rС – питома теплота випарову-

ня потрібно вважати зовнішньою, тобто коли температура частинки за об’ємом однакова і весь термічний опір зосереджений з зовні частинки.

вання, Дж/кг; cT – питома теплоємність твердої частинки, кДж/(кг·К); k – коефіцієнт потенціалопровідності;  * – термоградіентний коефіцієнт перенесення вологи. Кінетика процесу сушіння твердих сферичних частинок, що описується системою диференціальних рівнянь (2), є сполученою задачею тепломасопереносу. Під час грануляції рідка фаза наноситься на поверхню гранул тонкою плівкою. Маючи достатню інтенсивність процесу сушіння, припускаємо, що випаровування вологи відбувається з поверхневого шару гранул, а отже, критерій фазового перетворення, градієнт вологовмісту і зміна вологовмісту в часі всередині гранули близькі до нуля. Таким чином, диференціальне рівняння масоперенесення всередині гранули втрачає сенс, а диференціальне рівняння теплопереносення, ускладнене фазовим переходом, за умови, що критерій фазового перетворення прямує до нуля, перетворюється в диференціальне рівняння нестаціонарної теплопровідності [3]. Для розв’язання останнього необхідно визначити значення встановлених констант, що, у свою чергу, залежать від величини критерію Bi :

Bi 

 R , T

(3)

де  – поверхневий коефіцієнт тепловіддачі, Вт/(м2·К); R – радіус частинки, м; T – коефіцієнт теплопровідності, Вт/(м·К). Для визначення величини коефіцієнта тепловіддачі α необхідно встановити явний вигляд функції Nu = f(Re,Pr). 3. ДОСЛІДЖЕННЯ ТЕПЛООБМІННОГО ПРОЦЕСУ ПІД ЧАС КАПСУЛЮВАНЯ У КИПЛЯЧОМУ ШАРІ

Дослідження теплообміну процесу капсулювання мінеральних гранул суспензією курячого посліду проводилися на спеціально створеній лабораторній установці (рис. 1), основним апаратом якої є апарат киплячого шару. Як вихідний продукт використовувалося гранульоване мінеральне добриво – карбамід. Вимірювання температури в зернистому шарі здійснювалося за допомогою самописного потенціометра типу КСП4 (точність вимірювання ± 0,5 °C). Датчики термопар виконані у вигляді термометричних трубок діаметром 2 мм і довжиною 60 мм, на кінцях яких знаходиться спай із хромелевого та копелевого дротів діаметром 0,1 мм. Теплоємність цієї термопари дуже мала, що дозволяє проводити вимірювання за ум змінних температур упродовж досліду. В кожному досліді також вимірювалися початкова та кінцева температури сушильного агента. Оскільки в експериментальних умовах цієї роботи критерій Біо знаходиться в межах 0,15 < Bi < 0,3 і згідно з рекомендаціями [4] задачу теплоперенесенB 16

Рис. 1. Схема експериментальної установки для капсулювання мінеральних гранул: 1 – продуктова камера; 2 – газорозподільна решітка; 3 – кришка апарата; 4 – пневматична форсунка; 5 – мірний бачок; 6 – компресор; 7 – газодувка; 8 – калорифер; 9 – гофра

На підставі одержаних експериментальних значень проводили розрахунок коефіцієнта тепловіддачі α від теплового агента до поверхні частинок під час випаровування суспензії за рівнянням тепловіддачі:



Q , F   t Н  tТ 

(4)

де Q – теплота, що передається через поверхню теплообміну, Вт; F – поверхня теплообміну, м2; t Н – температура навколишнього середовища, °С;

tТ – температура поверхні твердих частинок, °С. Кількість теплоти Q , що залишається в шарі матеріалу, визначається за рівнянням:

Q  GП  cП   t П1  t П 2  ,

(5)

де GП – масова витрата повітря, кг/с; cП – теплоємність повітря, Дж/(кг·К); t П 1 – температура повітря під газорозподільною решіткою, °С; t П 2 – температура повітря на виході з робочої зони апарата, °С. Складну для визначення величину поверхні теплообміну гранул визначали як питому поверхню частинок, що припадає на масу шару:

F

6 ,  ГР  D

(6)

де  ГР – щільність гранул, кг/м3; D – середньозважений діаметр частинок, м. Згідно з вищевикладеним та враховуючи, що температура шару вимірювалася відкритими спаями

Дослідження робочих процесів у машинах та апаратах

термопар, що фіксували проміжне значення між температурами твердих частинок і сушильного агента, розраховані значення коефіцієнтів тепловіддачі є не істинними, а «ефективними». Дослідні дані подавали у вигляді рівняння конвективного теплообміну:

Nu  A  Ren  Pr m .

(7)

У нашому випадку, оскільки фізичні параметри повітря змінюються у вузькому діапазоні, коефіцієнт m = 0,33. Невідомі коефіцієнти «A» та «n» визначаємо шляхом подання експериментальних значень у системі координат із логарифмічним масштабом шкал (рис. 3).

Оскільки абсолютні значення швидкостей твердих частинок малі порівняно зі швидкістю сушильного агента, а співвідношення між швидкістю газового потоку у вільному перерізі апарата й швидкістю потоку в шарі між частинками змінюється як за перетином, так і за висотою шару, й сильно залежить від гідродинамічного режиму зважування твердої фази, то під час визначення критерію Рейнольдса враховували усереднену швидкість сушильного агента. Для вимірювання швидкості повітря застосовувався крильчастий механічний анемометр АСО-3 (точність вимірювання ± 0,1 м/с), що встановлювався у вільному перерізі під газорозподільною решіткою апарата. Для розрахунку температури суспензії на поверхні частинок одержана така залежність:

tС 

GП  cП   t П1  t П 2   GвипС  r GС  сС

 tС 0 . .

(8)

Якщо припустити, що температура поверхні твердих частинок t П дорівнює температурі суспензії на їх поверхні tС , то маємо змогу побудувати залежність усередненого коефіцієнта тепловіддачі α від дійсної швидкості псевдозріджувального повітря w (рис. 2).

Рис. 3. Залежність

Nu  f  Re  Pr 0,33

Підставивши значення визначених коефіцієнтів у рівняння (7), одержимо:

Nu  0,04  Re0,85  Pr 0,33 .

(9)

ВИСНОВОК За допомогою одержаного критеріального рівняння для визначення коефіцієнта тепловіддачі від теплового агента до поверхні частинок під час випаровування органічної суспензії маємо можливість прогнозувати умови конвективного теплообміну в киплячому шарі та встановити характерні температурні режими процесу капсулювання мінеральних гранул суспензією курячого посліду.

Рис. 2. Залежність коефіцієнта тепловіддачі від швидкості псевдозріджувального повітря під час покриття гранул карбаміду суспензією курячого посліду

Kinetics of heat exchange with the capsulation of mineral granules suspension of chicken manure in a fluidized bed apparatus R. O. Ostroha1), M. P. Yukhymenko2), S. M. Yahnenko3), Adeel Javaid4) 1), 2)

Sumy State University, 2, Rimsky Korsakov Str., 40007, Sumy, Ukraine The purpose of this work is to study the basic laws of heat exchange process of capsulated organic substance of mineral fertilizer of prolonged action. This paper is devoted to theoretical and experimental researches of process of mineral fertilizer granules covering with organic suspension in the form of liquid

Journal of Engineering Sciences, Vol. 1, Issue 3 (2014), pp. B 15–B 18.

B 17

poultry manure. Working temperature range was detected, when solid competent layer of dry poultry manure was formed on particle surface, that promoted complete organic encapsulation of mineral granules. Particles aggregation kinetics in fluidized bed was investigated. Thereby it was found that granules enlargement by organic substance with working conditions was characterized by proportional and surface (normal) growth – without formation of new granulation organic centers. It allowed to enlarge all granules to market size. The prospects of using capsule shell as a material of chicken manure suspension is shown, which prevents it from entering the raw form into the environment, and due to the organic origin of material is not contaminated soil. Detailed methodology of heat exchange research in the capsulation mineral granules of organic suspension is presented. Based on these experimental values carried out calculation of convective heat transfer coefficient of thermal agent (air) to the surface of the solid particles in the evaporation of the suspension. Experimentally and theoretically studied the kinetics of heat exchange during the coating of mineral granules suspension of chicken manure and the terms of convective heat transfer in fluidized bed. The resulting research, the criterial dependence makes it possible to predict heat transfer coefficient for the process of coating urea granules of chicken manure suspension. Mathematic model of process of mineral fertilizer granules covering with organic suspension was developed. Theoretic calculations were confirmed by results of experimental researches (inaccuracy did not exceed 8,4 %); it means that this mathematic model can be used for calculation of investigated process. Engineering analysis methods of encapsulation process were developed on the basis of received theoretical dependencies. Key words: capsulation, fluidized bed apparatus, suspension, heat transfer coefficient, heat transfer kinetics.

Кинетика теплообмена при капсулировании минеральных гранул суспензией куриного помета в аппарате кипящего слоя P. А. Острога1), Н. П. Юхименко2), С. М. Яхненко3), Джаваид Адил4) 1), 2), 3), 4) Сумский

государственный университет, ул. Римского-Корсакова, 2, Сумы, Украина, 40007

Работа посвящена теоретическим и экспериментальным исследованиям процесса покрытия гранул минеральных удобрений органической взвесью в виде жидкого куриного помета. Указано перспективность использования в качестве материала капсульной оболочки суспензии куриного помета, в результате чего предотвращается его попадания в необработанном виде в окружающую среду, а благодаря органическому происхождению – не загрязняется почва и окружающей среды. Изложена методика исследования теплообмена процесса капсулирования. На основании полученных экспериментальных значений проведен расчет коэффициента теплоотдачи от теплового агента (воздуха) к поверхности твердых частиц при испарении суспензии. Экспериментально и теоретически исследована кинетика теплообмена при покрытии минеральных гранул суспензией куриного помета и определены условия конвективного теплообмена в кипящем слое. Получены критериальные уравнения для определения коэффициента теплоотдачи от теплового агента к поверхности частиц при испарении органической суспензии. Ключевые слова: капсулирование, аппарат кипящего слоя, суспензия, коэффициент теплоотдачи, кинетика теплообмена.

СПИСОК ВИКОРИСТАНИХ ДЖЕРЕЛ 1. Мартиненко В. М. Органічні добрива в землеробстві Сумщини / В. М. Мартиненко, В. В. Голоха, В. П. Іванов. – Суми: Мрія, 2006. – 23 с. 2. Волков В. Ф. Тепломассоперенос при грануляции и сушке растворов в псевдоожиженном слое / В. Ф. Волков, И. И. Шишко, Л. В. Хохлова // В сб.: Тепло- и массоперенос. – 1968. – Т. 5. – С. 248–251.

3. Апарати завислого шару. Теоретичні основи і розрахунок / [М. П. Юхименко, С. В. Вакал, М. П. Кононенко, А. П. Філонов]. – Суми: Собор, 2003. – 304 с. Юхименко Н. П. Межфазный теплообмен и разграничение стадий теплопереноса при охлаждении зернистых материалов во взвешенном слое / Н. П. Юхименко // Вісник Сумського державного університету. Серія: Технічні науки. – 2007. – № 2. – С. 52–56.

REFERENCES

1. Martynenko V. M., Holoha V. V., Ivanov V. P. (2006). Orhanichni dobryva v zemlerobstvi Sumschyni. Sumy. Mriya. 23 р. [in Ukrainian]. 2. Volkov V. F., Shishko I. I., Khokhlova L. V. (1968). Teplo- i massoperenos. Vol. 5, Рр. 248–251 [in Russian].

B 18

3. Yukhymenko M. P., Vakal S. V., Kononenko M. P., Filonov A. P. (2003). Aparaty zavisloho sharu. Teoretychni osnovy i rozrahunok. Sumy. Sobor. 304 p. [in Ukrainian]. 4. Yukhymenko M. P. (2007). Visnik Sumskoho derzhavnoho universitetu. Vol. 2. Рр. 52–56 [in Russian].

Дослідження робочих процесів у машинах та апаратах

ЖУРНАЛ ІНЖЕНЕРНИХ НАУК JOURNAL OF ENGINEERING SCIENCES ЖУРНАЛ ИНЖЕНЕРНЫХ НАУК Web site: http://jes.sumdu.edu.ua/ Том 1, № 3 (2014) УДК 539.4:621.165

Влияние эксцентриситета на напряженно-деформированное состояние цементного кольца в буровой скважине И. Б. Каринцев1), А. А. Жулев2) 1), 2) Сумский

государственный университет, ул. Римского-Корсакова, 2, г. Сумы, Украина, 40007

Article info: Paper received: The final version of the paper received: Paper accepted online:

Correspondent Author's Address: 22 March 2015 01 June 2015 05 November 2015

1) 2)

alexey.zhulyov@gmail.com

Конструкция скважины определяется количеством, диаметром и глубиной спуска обсадных колонн, диаметрами ствола скважины для каждой из обсадных колонн, интервалами цементирования обсадных колонн. Заколонное пространство обсадных колонн заполняется специальными цементными растворами, со временем твердеющими, чтобы обеспечить герметическое и прочное крепление. Стенки скважины становятся устойчивыми, перетекание флюидов из одних пластов или пропластков в другие будет предотвращаться, если качество цементирования высокое. В реальной скважине кольцевое пространство заметно отличается своей конфигурацией от пространства между двумя соосными цилиндрами: колонна труб, как правило, расположена в скважине эксцентрично; по длине кольцевого пространства есть участки сужений и расширений. В работе рассматривается решение задачи эксцентричного кольца под действием внутреннего и внешнего давления. Получены зависимости напряжений, деформаций и перемещений в эксцентричном кольце. Проведен сравнительный анализ напряженно-деформированного состояния эксцентричного и концентричного колец для случая цементного камня в скважине. Приведен пример распределения окружных, радиальных и касательных напряжений в радиальном и окружном направлениях в различных сечениях эксцентричного цементного кольца в условиях эксплуатации скважины. Дана оценка влияния эксцентричности на напряженно-деформированное состояние цементного кольца в буровой скважине. Ключевые слова: скважина, цементное кольцо, эксцентриситет, напряженно-деформированное состояние, перемещение.

1. ВВЕДЕНИЕ Заколонное (кольцевое) пространство скважины – это место, где формируется и впоследствии работает и разрушается тампонажный камень, оно представляет собой «сосуд» без строго «выраженного» дна, ограниченный стенками скважины и наружной поверхностью обсадной колонны. Существующие методики расчета цементного кольца на прочность [4, 5, 7–9] используют в качестве расчетной модели идеализированную форму ствола вертикальной скважины, то есть прямой круглый цилиндр с постоянным диаметром, находящийся под действием внутреннего гидростатического и внешнего горного давлений. В реальной скважине кольцевое пространство заметно отличается своей конфигурацией от пространства между двумя соосными цилиндрами: колонна труб, как правило, расположена в скважине эксцентрично, по длине кольцевого пространства есть участки сужений и расширений. Естественно предположить, что для случая эксцентричного цементного кольца, типичного для условий скважины, допустимые давления, создаваемые техническими и технологическими факторами, будут ниже тех, которые определяются для случая

концентричного кольца. В работе [4] дана оценка максимальных напряжений в эксцентричном кольце. Влияние эксцентричности кольца на его напряженно-деформированное состояние может оказаться существенным, поэтому данная задача представляет интерес. Также не менее важной является герметичность скважины, обеспечивающаяся контактом стенок скважины, цементного камня и обсадной колонны. Следует отметить, что герметизация неподвижных соединений достигается заполнением всех микронеровностей и дефектов контактной поверхности материала уплотнителя [10], т. е. в данном случае цементным камнем. Для этого, очевидно, уплотнитель должен быть сжат некоторой силой, создающей в поверхностных слоях напряжения, достаточные для их деформации до полного заполнения неровностей. То есть существует такое контактное давление, при котором регулярные микроканалы полностью перекрыты. С другой стороны, существует такое критическое давление, при котором происходит разгерметизация. При этом одним из главных требований к цементным камням в скважине является их прочность,

Journal of Engineering Sciences, Vol. 1, Issue 3 (2014), pp. С 1–С 6.

С1

ограничивающая величину максимальных напряжений, а герметичность требует превышения минимальных напряжений. 2. ПОСТАНОВКА ЗАДАЧИ ИССЛЕДОВАНИЙ

В работе [2] рассмотрено напряженнодеформированное состояние эксцентричного кольца, границы которого подвергнуты давлению. Также приводится зависимость окружных напряжений на краю отверстия в эксцентричном кольце под действием только внутреннего давления. Максимальные напряжения эксцентричного цементного кольца, сформированного в скважине под действием внутреннего давления, рассмотрены в работе [5]. Целью данной работы является определение всех компонент напряженно-деформированного состояния эксцентричного кольца под действием внутреннего и внешнего давлений на примере цементного кольца скважины и проведение сравнительного анализа с напряженно-деформированным состоянием концентричного кольца. Рассмотрена задача о напряжениях эксцентричного цементного кольца вокруг обсадной колонны. При этом полагалось, что горные породы и цементный камень в заколонном пространстве – тела линейно-упругие. В качестве нагрузки принималось внутреннее давление в колонне, зависящее от изменения в ней уровня жидкости. Внутреннее давление считалось независимым переменным; его начальное значение принималось равным гидростатическому давлению бурового и цементного растворов до затвердения последнего. Принималось, что давление на контакте эксцентричного цементного кольца с обсадными трубами распределяется равномерно по контактной поверхности. Этому благоприятствует отсутствие сил сцепления на контакте цемента с трубами, смоченными буровым раствором. Цементный камень в заколонном пространстве скважины формируется из цементного раствора, затвердевая при полном гидростатическом давлении. Он подвергается деформированию при нагружении (в частности, со стороны горных пород) и склонен к пластическим деформациям вследствие наличия гелевой составляющей в ранние сроки твердения при невысоких температурах или дефектов (поверхностей скольжения) строения (структурно-минералогический фактор) при высоких температурах. Поэтому боковое давление в цементном камне изменяется и является функцией многих переменных, но к окончанию твердения приближается к нулю. В качестве граничных условий должны быть заданы внутреннее давление, действующее на цементное кольцо со стороны обсадной колонны, и, например, горное боковое давление, действующее в ненарушенном массиве (на значительном удалении от ствола скважины). В некоторых случаях возможно точно оценить давление пород непосредственно на цементное кольцо скважины.

3. ОПРЕДЕЛЕНИЕ КОМПОНЕНТ НАПРЯЖЕНИЙ Для решения данной задачи воспользуемся биполярными координатами  ,  , рассмотренными в работе [1], которые можно использовать для задач, связанных с двумя неконцентрическими круговыми границами. Биполярные координаты определяются уравнениями 1 z  i a cth(  ),     i , 2

(1)

где a – действительная постоянная. Рассмотрим диск с эксцентричным отверстием, подвергнутый действию давления p0 по внешней границе и давления

p1 – по границе отверстия.

Определим компоненты напряжений. Внешняя граница будет окружностью

 0 ,

принадлежащей семейству окружностей   const , а контур отверстия будет окружностью    1 . По заданным радиусам и расстоянию между центрами можно определить a ,  0 и  1 по следующим зависимостям:

a

  r0  r1     r0  r1     r0  r1     r0  r1  2  a a  0  arcsinh   ,  1  arcsinh   .  r1   r0 

(2) (3)

Определение напряжений производится через комплексные потенциалы   z  и   z  , рассмотренные в работе [2]:

  z   iB ch   ,   z   aB sh  .

(4)

  z   iC sh   ,   z   aB ch  .

(5)

  z   aD .

(6)

  z   Az.

(7)

Компоненты напряжений получим из уравнений Колосова – Мусхелишвили [2]:

     2    z      z   4Re   z .

(8)

     2i   2e2i  z   z      z  .

(9)

Определяя выражения (8–9) для комплексных потенциалов (4–7), разделяя полученные выражения на действительную и мнимую части, путем суммирования и вычитания выражений выделяем   ,   и

  . Решение рассматриваемой задачи можно теперь получить с помощью суперпозиции напряженного состояния, представленного комплексными потенциалами (4–7). В окончательном виде выражения для напряжений примут вид:

Динаміка та міцність. Гермомеханіка

2 2 B sinh    2cosh 2   cos    4cosh   cos    cosh    cos       a D  sinh  2   2sinh   cos     2 A  2a 2 3   C  2cosh   cos    4cosh 2   cos 2    cosh 2    2cos 2    1 . a

 

(10)

2 B sinh   cosh    cosh  2  cos    a 2  C  cosh 2    1  2cosh   cos    1  a 1  D sinh  2   2sinh   cos     2 A. a

 

  

(11)

B  2cosh  2  cosh   sin    cosh  2  sin  2    a

(12)

2  C  2sinh  2  cosh   sin    sinh  2  sin  2    a 1  D  2cosh   sin    sin  2  . a

Константы B , C , D и A определим из граничных условий, а именно отсутствия касательных напряжений и действия равномерно распределённого давления на границах    0 и    1 , тогда получим:

B  a

Ca

(13)

 p0  p1  coth 1  0  .

(14)

sinh 2 1  sinh 2 0

2  p0  p1  cosh 0  1 

4sinh 0  1   sinh 0  31   sinh  30  1  2  p0  p1  sinh 0  1 

4sinh 0  1   sinh 0  31   sinh  30  1 

(15)

 

1        , 2G 1   

Таким образом, подставляя (13)–(16) в уравнения (10), (11) и (12), получаем полностью определённые компоненты напряжений, а именно   ,   и

 

  , где  0 , 1 и a определяются зависимостями (2)

Для получения выражений для деформации эксцентричного кольца при найденных выражениях напряжений достаточно воспользоваться обобщенным законом Гука для ортогональных криволинейных координат [7]. Будем считать, что эксцентричное кольцо находится под действием плоской системы сил (  z  0 ). Тогда для биполярных координат обоб-





   ,

ur 1 u .  r r 

Очевидно, что влияние второго слагаемого в случае равномерно распределенного давления при малом эксцентриситете незначительно. Тогда в приближении данное выражение можно применить на случай эксцентричного кольца в биполярных координатах в следующем виде:

u 

и (3) соответственно. 4. ДЕФОРМАЦИИ И ПЕРЕМЕЩЕНИЯ ЭКСЦЕНТРИЧНОГО КОЛЬЦА



2G 1   

(17)

где G – модуль упругости второго рода (модуль сдвига);  – коэффициент Пуассона. В дальнейшем будем рассматривать только деформации в радиальном и окружном направлениях. Для получения перемещений эксцентричного кольца воспользуемся выражением окружной деформации для концентричного кольца

(16)

Отысканием всех постоянных завершается определение комплексных потенциалов.

щенный закон Гука примет такой вид:

1        , 2G 1   

 zz  

1 p0 sinh 2 1  p1 sinh 2 0 A . 2 sinh 2 1  sinh 2 0 D  a

  

a  . sinh 

5. ОПРЕДЕЛЕНИЕ НАПРЯЖЕННОДЕФОРМИРОВАННОГО СОСТОЯНИЯ ЦЕМЕНТНОГО КАМНЯ

В качестве геометрических параметров скважины используем рекомендации для выбора диаметров обсадной колонны и скважины [4]. Примем следующие геометрические параметры цементного кольца: 1) внешний радиус кольца (радиус скважины) – r0  94 мм ; 2) внутренний радиус кольца (радиус эксплуатационной колонны) – r1  84 мм . Расположение обсадной колонны относительно стенок скважины может быть концентричным, а может принимать положение, при котором формиро-

Journal of Engineering Sciences, Vol. 1, Issue 3 (2014), pp. С 1–С 6.

С3

вание сплошного цементного кольца становится практически невозможным. Тем не менее рассматривать цементное кольцо с большой эксцентричностью вряд ли необходимо, так как в узком кольцевом зазоре не обеспечивается вытеснение бурового раствора при цементировании. Кроме того, с увеличением эксцентричности кольца снижается точность решения. Примем, что для формирования сплошного кольца, то есть полного равномерного замещения бурового раствора тампонажным и его затвердевания, требуется, чтобы выполнялось следующее условие [5]:

 max  4,  min где  max – максимальная толщина эксцентричного кольца;  min – минимальная толщина эксцентричного кольца. Данное условие не является обоснованным и требует учета дополнительных параметров и условий цементирования скважины. Для данной задачи это условие используется только для анализа зависимостей. С учетом вышеуказанных параметров кольца максимальный эксцентриситет будет составлять e  6 мм . Величины давлений принимаем следующие: давление в обсадной трубе (внутреннее давление) p1  0,2 МПа ; давление, создаваемое массивом

на примере цементного камня, формируемого в буровой скважине. Из анализа рисунка 6 следует, что с увеличением эксцентриситета в сечении с наибольшей толщиной кольца величина окружных напряжений снижается, в то время как напряжения в сечении с наименьшей толщиной кольца существенно увеличиваются. Анализ проводился в сравнении с зависимостями для концентричного кольца. Исходные данные были приняты на основе рекомендаций из литературных источников. Анализ данных показал, что наиболее существенное влияние эксцентриситет оказывает на окружные напряжения, при этом наибольшее значение может превышать окружные напряжения для концентричного кольца почти в два раза. 0 r  r0

 ,МПа 50  510 7

 1100 10



1508 0

 1.510

1.571 2

горных пород (внешнее давление), p0  6 МПа . Механические характеристики цементного камня примем следующие: модуль упругости первого рода (модуль Юнга) E  26 МПа ; модуль упругости второго рода (модуль сдвига)

G  10 МПа ; коэффициент

Пуассона   0,3 . Анализ полученных зависимостей имеет смысл приводить в сравнении с зависимостями для случая концентричного кольца. Данные зависимости известны и являются решением задачи Ламе [6]. Далее представлены графики распределений окружных, радиальных и касательных напряжений, а также окружных деформаций и радиальных перемещений. Приведены графики зависимости окружных напряжений от величины эксцентриситета. На рисунках распределения для эксцентричного кольца изображены сплошной линией, а для концентричного – пунктирной. Распределения в радиальном направлении рассмотрим для трех значений угла:   0,  2,  , что соответствует сечениям с наибольшей, средней и наименьшей толщинами кольца соответственно.

r  r1



34.712  2  ,рад 6.283 2

3.142 

а)

 ,МПа

0

50  5 10

  1100 10

  1508

 1.510 1,055 1.055

1,1.077 077

1,1.1 1

1,1.122 122  1,145 1.145

б) Рис. 1. Распределение окружных напряжений по окружности а) и в радиальном направлении б) на внутренней и внешней границах 0  ,МПа  210 2



ВЫВОДЫ



 410 4

В данной статье рассмотрены компоненты напряженно-деформированного состояния эксцентричного кольца. Приведен пример распределения окружных, радиальных и касательных напряжений в радиальном и окружном направлениях в различных сечениях эксцентричного цементного кольца в условиях эксплуатации скважины. Впервые рассмотрены распределения компонент напряженнодеформированного состояния эксцентричного кольца C4

Динаміка та міцність. Гермомеханіка

  2



6  610

86

 810 1,055 1.055

1,1.077 077

1,1.1 1

1,1.122 122 

Рис. 2. Распределение радиальных в радиальном направлении

1.145 1,145

напряжений

20, 102

  ,МПа

u  1  0, 0.1

0,1 110

r  r0

0,0.2 2

00 0,0.3 3

0,15  110

r  r1

0,0.4 4

0, 25 00

 210

1.571 2

34.712  2  ,рад 6.283 2

3.142 

а)

0,5  0.5 00

1.571 2

3.142 

34.712  2  ,рад 6.283 2

Рис. 5. Распределение радиальных перемещений в окружном направлении на внешней и внутренней границах

20, 102

  ,МПа

  2

0,15 110

0

 ,МПа 50  5 10



  2



0,1  1 10 5

 1100 10

  3 2

 

0, 25

 210 1,055 1.055

1,1.122 122  1,145 1,1.1 1 1.145 б) Рис. 3. Распределение касательных напряжений в окружном а) и радиальном б) направлениях на среднем радиусе 1,1.077 077

r  r0



1508

 1.510

1,5

3

1.510

3

310

4,5  3e ,мм 6  3 610

4.510

Рис. 6. Зависимость окружных напряжений на внешней границе при   0,  2,  от величины эксцентриситета

 22

 

r  r1

4

  6 00

6

1.571 2

3.142 

34.712  2  ,рад 6.283 2

Рис. 4. Распределение окружных деформаций в окружном направлении на внешней и внутренней границах

Influence of eccentricity on deflected mode of cement ring in bore I. B. Karintsev1), A. A. Zhulyov2) 1), 2) Sumy

State University, 2, Rimsky Korsakov Str., Sumy, Ukraine, 40007

The design of a well is determined by the amount, diameter and depth of casing running, borehole diameter for each of the casing, cementing casing intervals. Casing annular space is filled with a special cement slurry that eventually harden, to ensure a hermetic and strong attachment. The walls of the wells are stable. The high quality of cementing protects flow of fluids from one seam or seams in others. In real well annular space is noticeably different from the configuration of its space between two coaxial cylinders. It is usually eccentrically located in the well. There are sections of the restrictions and extensions along the annular space. In this paper, the authors consider the solution of the eccentric ring under internal and external pres-

Journal of Engineering Sciences, Vol. 1, Issue 3 (2014), pp. С 1–С 6.

С5

sure. The dependences of the stresses, strains and displacements in the eccentric ring are demonstrated. A comparative analysis of the stress-strain state of the eccentric and concentric rings in the case of cement stone in the well is given. An example of distribution of rotational, radial and tangential stresses in the radial and circumferential directions in different sections of the eccentric cement annulus in a well operation is described. The estimation of the influence of eccentricity on the stress-strain state of the cement ring in a borehole is given. Keywords: bore, cement ring, eccentricity, stress-strain state, displacement.

Вплив ексцентриситету на напружено-деформований стан цементного кільця в буровій свердловині І. Б. Карінцев1), О. О. Жульов2) 1), 2) Сумський

державний університет, вул. Римського-Корсакова, 2, Суми, Україна, 40007

Конструкція свердловини визначається кількістю, діаметром та глибиною спуску обсадних колон, діаметрами ствола свердловини для кожної з обсадних колон, інтервалами цементування обсадних колон. Заколонний простір обсадних колон заповнюється спеціальними цементними розчинами, які з часом тверднуть, щоб забезпечити герметичне й міцне кріплення. Стінки свердловини стають стійкими, вони будуть запобігати перетіканню флюїдів з одних шарів або прошарків в інші, якщо якість цементування висока. У реальній свердловині кільцевий простір помітно відрізняється своєю конфігурацією від простору між двома співвісними циліндрами: колона труб, як правило, розташована у свердловині ексцентрично, по довжині кільцевого простору є ділянки звужень і розширень. У цій роботі розглядається розв’язання задачі ексцентричного кільця під дією внутрішнього і зовнішнього тисків. Одержано залежності напружень, деформацій і переміщень в ексцентричному кільці. Проведено порівняльний аналіз напружено-деформованого стану ексцентричного і концентричного кілець для випадку цементного каменю у свердловині. Наведено приклад розподілу колових, радіальних і дотичних напружень в радіальному та коловому напрямках у різних перерізах ексцентричного цементного кільця в умовах експлуатації свердловини. Дана оцінка впливу ексцентричності на напружено-деформований стан цементного кільця у свердловині. Ключові слова: свердловина, цементний камінь, ексцентриситет, напружено-деформований стан, переміщення.

СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННЫХ ИСТОЧНИКОВ 1. Корн Г. Справочник по математике (для научных работников и инженеров) / Г. Корн, Т. Корн. – [4-е изд.]. – М.: Наука, 1977. – 831 с. 2. Тимошенко С. П. Теория упругости / С. П. Тимошенко, Дж. Гудьер. – М.: Наука, 1979. 3. Рекач В. Г. Руководство к решению задач по теории упругости / В. Г. Рекач. – М.: Высшая школа, 1966. – 229 с. 4. Булатов А. И. Формирование и работа цементного камня в скважине / А. И. Булатов. – М.: Недра, 1990. – 409 с. 5. Ашрафьян М. О. Совершенствование забоев конструкций скважин / Ашрафьян М. О., Лебедев О. А., Саркисов Н. М. – М.: Недра, 1987. – 156 с.

6. Седов Л. И. Механика сплошной среды / Л. И. Седов. – М.: Наука, 1970. – Т. 2. – 568 с. 7. Дон Н. С. Разобщение пластов в нефтяных и газовых скважинах / Дон Н. С., Титков Н. И., Гайворонский А. А. – М.: Недра, 1973. – 272 с. 8. Ашрафьян М. О. Повышение качества разобщения пластов в глубоких скважинах / М. О. Ашрафьян. – М.: Недра, 1982. 9. Гайворонский А. А. Крепление скважин и разобщение пластов / А. А. Гайворонский, А. А. Цыбин. – М.: Недра, 1987. 10. Кондаков Л. А. Уплотнения и уплотнительная техника: справочник / [Кондаков Л. А., Голубев А. И. Овандер В. Б. и др.]. – М.: Машиностроение, 1986. – 464 с.

REFERENCES

1. Korn G., Korn. T. (1977). Spravochnik po matematike (dlya nauchnyx rabotnikov i inzhenerov). M. Nauka. 831 p. [in Russian]. 2. Timoshenko S. P., Dzh. Guder. (1979). Teoriya uprugosti. M. Nauka. [in Russian]. 3. Rekach V. G. (1966). Rukovodstvo k resheniyu zadach po teorii uprugosti. M. Vysshaya shkola. 229 p. [in Russian]. 4. Bulatov A. I. (1990). Formirovanie i rabota cementnogo kamnya v skvazhine. M. Nedra. 409 p. [in Russian]. 5. Ashrafyan M. O., Lebedev O. A., Sarkisov N. M. (1987). Sovershenstvovanie zaboev konstrukcij skvazhin. M. Nedra. 156 p. [in Russian]. 6. Sedov L. I. (1970). Mexanika sploshnoj sredy. M. Nauka. T. 2. 568 p. [in Russian].

Динаміка та міцність. Гермомеханіка

7. Don N. S., Titkov N. I., Gajvoronskij A. A. (1973). Razobshhenie plastov v neftyanyx i gazovyx skvazhinax. M. Nedra. 272 p. [in Russian]. 8. Ashrafyan M. O. (1982). Povyshenie kachestva razobshheniya plastov v glubokix skvazhinax. M. Nedra. [in Russian]. 9. Gajvoronskij A. A., Cybin A. A. (1987). Kreplenie skvazhin i razobshhenie plastov. M. Nedra. [in Russian]. 10. Kondakov L. A., Golubev A. I. Ovander V. B. (1986). Uplotneniya i uplotnitelnaya texnika: spravochnik.. M. Mashinostroenie. 464 p. [in Russian].

ЖУРНАЛ ІНЖЕНЕРНИХ НАУК JOURNAL OF ENGINEERING SCIENCES ЖУРНАЛ ИНЖЕНЕРНЫХ НАУК Web site: http://jes.sumdu.edu.ua/ Том 1, № 3 (2014) УДК 004.94:539.4:616.314-74

Компьютерное моделирование и численный анализ напряженного состояния зуба после реставрации кариозной полости Б. В. Ништа1), Ю. В. Лахтин2), Ю. В. Смеянов3) 1), 2) Сумский

государственный университет, ул. Римского-Корсакова, 2, г. Сумы, Украина, 40007

Article info: Paper received: The final version of the paper received: Paper accepted online:

14 May 2015 24 May 2015 05 November 2015

Correspondent Author's Address: 1) quasar_nbv@mail.ru 2) sumystom@yandex.ru 3) jericho_net@mail.ru

Наиболее ранней и распространенной формой поражения зубочелюстной системы являются дефекты зубов различного происхождения. Разрушение части даже одного зуба или ошибки при ее восстановлении могут стать отправной точкой для целого ряда морфологических и функциональных изменений челюстно-лицевого аппарата человека [1]. Своевременное восстановление утраченных формы и функций зуба с помощью разнообразных методов позволяет предотвратить все эти негативные последствия. Важной задачей при лечении дефектов твердых тканей является восстановление биомеханической целостности зуба. Оптимальное сочетание трех конструктивных элементов: твердых тканей зуба, собственно, восстановительной конструкции и прочного соединения между ними является залогом надежного и долговечного функционирования восстановленного зуба. Целью настоящей работы являются разработка и апробация трехмерной твердотельной математической модели, отображающей строение естественного зуба. Для изучения напряженного состояния геометрически сложной многослойной биомеханической системы, которая состоит из слоя эмали, дентина и пломбы, в данной работе были использованы трехмерное твердотельное моделирование в SolidWorks и математический анализ методом конечных элементов ANSYS Workbench. При моделировании зуб рассматривается как упругое деформируемое тело при статическом нагружении равномерно распределенным усилием. Проведенные расчеты показали, что форма пломбы оказывает существенное влияние на восприятие зубом механического воздействия на жевательную поверхность после реставрации кариозной полости. Ключевые слова: напряженное состояние, зуб с пломбой, трехмерная модель, дентин, эмаль, метод конечных элементов.

1. ВВЕДЕНИЕ Возникновение собственных напряжений в зубе после реставрации кариозных полостей приводит к образованию трещин дентина и эмали, нарушению краевого прилегания пломбы, рассасыванию и выпадению пломбировочного материала [2]. Для обеспечения надежного и долговечного соединения пломбировочного материала и зуба необходимо изучить соотношение их механических свойств. Теоретические исследования надежности пломбирования целесообразно проводить на математической модели поведения зуба с пломбой при воздействии жевательного усилия [3]. 2. ПОСТАНОВКА ЗАДАЧИ ИССЛЕДОВАНИЙ Целью исследования являются разработка трехмерной математической модели системы «зуб – пломба» и проведение анализа ее напряженного состояния с учетом физико-механических свойств её структурных компонентов и функциональной нагрузки.

В данной работе для теоретического изучения напряженного состояния геометрически сложной многослойной биомеханической системы, которая состоит из слоя эмали, дентина и пломбы, были использованы трехмерное твердотельное моделирование и математический анализ методом конечных элементов [4].

3. ОCНОВНАЯ ЧАСТЬ Исследование состояло из нескольких этапов. Этап 1. Построение объемной геометрической модели Объектом исследования служили трехмерные твердотельные математические модели, отображающие строение естественного интактного зуба, а также зубов, восстановленных пломбами с различной формой.

Journal of Engineering Sciences, Vol. 1, Issue 3 (2014), pp. С 7–С 12.

С7

многослойные геометрические модели были экспортированы в программный комплекс ANSYS Workbench, в котором были сформированы четыре конечно-элементные модели (рис. 3), качественные и количественные характеристики которых приведены в табл. 1.

Этап 2. Создание конечно-элементных моделей Основой для расчета напряженнодеформированного состояния конструкции является ее конечно-элементная модель. Построенные ранее

цемент

эмаль

На основании рентгена зуба с помощью компьютерной программы SolidWorks были построены твердотельные объемные модели отдельных компонентов системы «эмаль – дентин – пломба». Эти элементы были пространственно объединены в три окончательные многослойные геометрические модели (сборки). Контрольной служила объемная модель естественного зуба. Три другие геометрические модели воспроизводили зуб после реставрации кариозной полости.

дентин

Рис. 1. Исходный объект для построения модели

Таблица 1 – Характеристика конечно-элементных моделей НазваМатериние СтруктурКолиалы конечные (геочество Колинометричеконеччество элеские) ных узлов менткомпоненэленой ты ментов модели Зуб без Основание 818768 590620 ● пломбы Эмаль 569022 400124 ● Зуб с Основание 796410 572884 ● пломбой Эмаль 543366 381129 ● №1 Пломба 54142 12582 ● Зуб с Основание 803518 578694 ● пломбой Эмаль 545946 382875 ● №2 Пломба 30719 7055 ● Зуб с Основание 804895 579154 ● пломбой Эмаль 560252 393450 ● №3 Пломба 37335 25480 ●

Необходимые для расчета напряженного состояния физико-механические свойства материалов взяты из литературы [5] и представлены в табл. 2.

Рис. 2. Объемная геометрическая модель зуба с пломбой

а)

б)

в)

г)

Рис. 3. Конечно-элементные модели: а) – зуб без пломбы; б) – зуб с пломбой № 1; в) – зуб с пломбой № 2; г) – зуб с пломбой № 3

Динаміка та міцність. Гермомеханіка

Таблица 2 – Физико-механические свойства материалов Свойство материала Дентин Эмаль Цемент МодульЮнга, ГПa 14,7 94 13,7 Коэффициент Пуассона 0,31 0,33 0,35

Этап 3. Описание внешних воздействий и граничных условий Для упрощения расчетов были заданы следующие граничные условия: корневая часть изучаемой модели зуба была жестко закреплена; все тела имели однородную структуру, т. е. были изотропны. Изучение напряжений в материалах проводилось при вертикальной однонаправленной нагрузке 500 Н. Для характеристики напряженного состояния и одновременного учета всех компонентов полей напряжений (нормальных и касательных) использовали эквивалентные напряжения по Мизесу (vonMises). Этап 4. Анализ полученных результатов При воздействии вертикальной нагрузки на окклюзионную поверхность модели зуба отмечается появление двух областей повышенных значений напряжений (рис. 5). Первая формируется преимущественно в эмали на окклюзионной поверхности в местах приложения нагрузки. Вторая характеризу-

ется увеличением напряжений в эмали на стыке с дентином и пломбой. Таким образом, картины напряжений для моделей зубов с различными пломбами отличаются достаточно сильно. Так для зуба без пломбы максимальные напряжения составили 74 МПа, для зуба с пломбой № 1 – 119 МПа (на 61 % больше, чем для зуба без пломбы), для зуба с пломбой № 2 – 89 МПа (на 20 % больше, чем для зуба без пломбы), для зуба с пломбой № 3 – 105 МПа (на 42 % больше, чем для зуба без пломбы). Это свидетельствует о существенном влиянии формы пломбы на восприятие зубом механического воздействия на жевательную поверхность после реставрации кариозной полости. ВЫВОДЫ 1. Взаимное сочетание физико-механических свойств пломбы, эмали и дентина позволяет зубу как единой биомеханической системе воспринимать механическую нагрузку. 2. Форма пломбы оказывает существенное влияние на восприятие зубом механического воздействия на жевательную поверхность после реставрации кариозной полости. 3. Необходимы дальнейшие исследования для количественной оценки способности восстановленного зуба восприятия различных видов нагружения при различных формах пломб.

Рис. 4. Внешние воздействия и граничные условия

Рис. 5. Области повышенных значений напряжений

Journal of Engineering Sciences, Vol. 1, Issue 3 (2014), pp. С 7–С 12.

С9

а)

б)

в) г) Рис. 6. Напряженное состояние моделей зубов в первой области повышенных напряжений: а) зуб без пломбы; б) зуб с пломбой № 1; в) зуб с пломбой № 2; г) зуб с пломбой № 3

а)

б)

в) г) Рис. 7. Напряженное состояние моделей зубов во второй области повышенных напряжений: а) зуб без пломбы; б) зуб с пломбой № 1; в) зуб с пломбой № 2; г) зуб с пломбой № 3

C 10

Динаміка та міцність. Гермомеханіка

Computer modeling and numerical analysis of the stress state after the restoration of a tooth cavity B. V. Nishta1), Yu. V. Lakhtin2), Yu. V. Smeyanov3) 1), 2), 3) Sumy

State University, 2, Rimsky Korsakov Str., Sumy, Ukraine, 40007

The earliest and the most common form of the dental system destruction are the defects in the teeth of different origin. The partial destruction even of a single tooth or mistakes in its reconstruction can be the starting point for a number of morphological and functional changes of the human maxillofacial unit. Timely restoration of a missing tooth form and functions with a variety of techniques allows preventing all these negative effects. An important issue in the treatment of hard tissue defects is to restore the biomechanical integrity of the tooth. The optimal combination of three structural elements - hard tissues of the tooth, properly restoring design and firm connection between them is the key to a reliable and durable function of the restored tooth. The aim of this paper is the development and testing of a 3D finite element model that displays the structure of a natural tooth. The object of the research is geometrically complex multilayer bio-mechanical system that consists of enamel, dentin and seals. In this study the 3D solid modeling in SolidWorks and finite element structural analysis in ANSYS Workbench were used. The tooth was assumed elastically deformable body under static uniform force loading. The calculations showed that the shape of the seal has a significant impact on the perception of mechanical loading on the tooth chewing surface after the restoration cavity. Keywords: stress state, tooth stopper, three-dimensional model, dentin, enamel, finite element method.

Комп’ютерне моделювання та чисельний аналіз напруженого стану зуба після реставрації каріозної порожнини Б. В. Нішта1), Ю. В. Лахтін2), Ю. В. Сміянов3) 1), 2), 3) Сумський

державний університет, вул. Римського-Корсакова, 2, Суми, Україна, 40007

Найбільш ранньою і поширеною формою ураження зубощелепної системи є дефекти зубів різного походження. Руйнування частини навіть одного зуба або помилки при її відновленні можуть стати відправною точкою для цілого ряду морфологічних і функціональних змін щелепно-лицьового апарату людини [1]. Своєчасне відновлення втрачених форми та функцій зуба за допомогою різноманітних методів дозволяє запобігти всі ці негативні наслідки. Важливим завданням при лікуванні дефектів твердих тканин є відновлення біомеханічної цілісності зуби. Оптимальне поєднання трьох конструктивних елементів: твердих тканин зуба, власне відновної конструкції й міцного з’єднання між ними є запорукою надійного та довговічного функціонування відновленого зуба. Метою цієї роботи є розробка та апробація тривимірної твердотільної математичної моделі, що відображає будову природного зуба. Для вивчення напруженого стану геометрично складної багатошарової біомеханічної системи, яка складається з шару емалі, дентину й пломби, в цій роботі було використано тривимірне твердотільне моделювання в SolidWorks та математичний аналіз методом кінцевих елементів ANSYS Workbench. При моделюванні зуб розглядається як пружне тіло, що деформується за статичним навантаженням рівномірно розподілених зусиль. Проведені розрахунки показали, що форма пломби робить істотний вплив на сприйняття зубом механічного впливу на жувальну поверхню після реставрації каріозної порожнини. Ключові слова: напружений стан, зуб з пломбою, тривимірна модель, дентин, емаль, метод кінцевих елементів.

СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННЫХ ИСТОЧНИКОВ 1. Полховский Д. М. Трехмерное математическое моделирование напряженно-деформированного состояния зубов, восстановленных керамическими коронками / Д. М. Полховский // Медицинский журнал. – 2011. – № 1. – С. 83–87. 2. Наймушин Ю. Н. Устройство для прочностных испытаний пломбировочных материалов и пломб дефектных зубов / Ю. Н. Наймушин [и др.] // Патент РФ на полезную модель №114843; опубл. 20.04.2012, бюл. №11.

3. Ефремов М. С. Моделирование напряженного состояния зуба после реставрации кариозных полостей / [М. С. Ефремов и др.] // Ползуновский альманах. – Барнаул: АлтГТУ, 2008. – № 2. – С. 162–164. 4. Зенкевич О. Метод конечных элементов в технике / О. Зенкевич. – М.: Мир, 1975. – 539 с. 5. Ремизов С. М. Микромеханические характеристики реставрационных стоматологических материалов, эмали и дентина зубов человека / С. М. Ремизов // Стоматология. – 2001. – № 4. – С. 28–32.

Journal of Engineering Sciences, Vol. 1, Issue 3 (2014), pp. С 7–С 12.

С 11

REFERENCES 1. Polhovskij D. M. (2011). Medicinskij zhurnal. Vol. 1, P. 83–87. [in Russian]. 2. Najmushin Ju. N. (2012). Patent RF na poleznuju model №114843. [in Russian]. 3. Efremov M. S. (2008). Polzunovskij almanah. Vol. 2, P. 162–164. [in Russian].

C 12

Динаміка та міцність. Гермомеханіка

4. Zenkevich O. (1975). Metod konechnyh jelementov v tehnike. M. Mir, 539 p. [in Russian]. 5. Remizov S. M. (2001). Stomatologija. Vol. 4, P. 28–32. [in Russian].

ЖУРНАЛ ІНЖЕНЕРНИХ НАУК JOURNAL OF ENGINEERING SCIENCES ЖУРНАЛ ИНЖЕНЕРНЫХ НАУК Web site: http://jes.sumdu.edu.ua/ Том 1, № 3 (2014) УДК 532.696:621.92

Інтенсифікація процесу азотування конструкційних сталей В. А. Козечко1) 1) ДВНЗ Україна,49600

«Національний

гірничий

Article info: Paper received: The final version of the paper received: Paper accepted online:

університет»,

01 April 2015 08 May 2015 05 November 2015

пр. Карла Маркса,

19,

м. Дніпропетровськ,

Correspondent Author's Address: 1) kozechko@list.ru

Робота спрямована на визначення параметрів попередньої ударно-хвильової обробки з метою інтенсифікації процесів хіміко-термічної обробки, встановленню взаємних зв’язків між глибиною легованого шару та інтенсивністю попередньої ударно-хвильової обробки, а також для підвищення ресурсу деталей із конструкційних сталей. У результаті досліджень установлено, що попереднє ударнохвильове навантаження сприяє підвищенню твердості, зносостійкості та глибини азотованого шару. Промислові випробування азотованих зразків показали, що попереднє ударно-хвильове навантаження дозволяє скоротити час азотування приблизно в 2 рази без втрати якості та механічних властивостей азотованого шару. Ключові слова: азотування, ударно-хвильова обробка, інтенсифікація дифузійних процесів, продуктивність процесу хіміко-термічної обробки.

1. ВСТУП Розширення попиту на машинобудівну продукцію і послуги в умовах сучасного ринку вимагають від виробників збільшення ресурсу роботи виробів та підвищення їх надійності. На сьогодні на більшості машинобудівних підприємств України широко використовується технологія хіміко-термічної обробки (ХТО) з метою підвищення експлуатаційних характеристик деталей, що працюють в умовах агресивного середовища та інтенсивного зношування. У зв'язку з тим, що збільшується дефіцит високолегованих інструментальних матеріалів, жароміцних сплавів і нержавіючих сталей, роль хіміко-термічної обробки буде з кожним роком зростати. Значний внесок у розвиток та удосконалення теорії та практики зробили О. М. Мінкевич, М. С. Горбунов, І. М. Спиридонова, Б. М. Арзамасов, Л. В. Ворошнин та ін. Однак мають певні недоліки, а саме: недостатню глибину легованого (дифузійного) шару та високу енергоємність процесу насичення. Аналіз праць, спрямованих на підвищення продуктивності процесів, свідчить про те, що поряд із традиційними дослідженнями у цій галузі проводиться пошук у напрямі інтенсифікації дифузійних процесів за рахунок попередніх способів обробки (ультразвук, термомеханічна обробка, об’ємна пластична деформація). Завдяки дослідженням А. А. Дерибаса, В. М. Ковалевського, Р. В. Піхтовнікова, В. Г. Петушкова, В. К. Борисевича, Р. П. Дідика, Л. Є. Мурра, М. А. Мейерса та ін. за допомогою вибуху виконуються операції формоутворення, зварювання, різання, зміцнення металів тощо. Проте, поряд з цим,

відсутні наукові дослідження і розробки у сфері оцінювання впливу ударно-хвильової обробки на металеві матеріали для стимулювання та активації дифузійних процесів при насиченні конструкційних сталей легуючими елементами, що не дозволяє цілеспрямовано використовувати ударно-хвильове навантаження у сукупності з традиційними способами хіміко-термічної обробки з метою підвищення ресурсу роботи деталей з конструкційних сталей. Тому наукові дослідження, що спрямовані на підвищення ефективності хіміко-термічної обробки за рахунок зростання глибини легованого шару, зниження енергоємності процесу насичення, підвищення якості виробів за допомогою ударно-хвильової обробки є важливими та актуальними. Основною метою роботи є дослідження закономірностей впливу ударно-хвильового навантаження та подальшого азотування на параметри дифузійної зони насичення, фазовий склад, комплекс механічних та експлуатаційних властивостей конструкційних сталей. Для вибору параметрів ударно-хвильового навантаження були проведені дослідження особливостей навантаження на структуру та властивості конструкційних сталей. Високоенергетична обробка металевих пластин із легованої сталі 38ХМЮА розмірами 20х70х200 мм проводилася в спеціальній камері. Зразки розміщували у свинцевому контейнері, що був установлений на подушці з мокрого піску, для запобігання деформації спотворення [1]. Схема розкрою пластин для металографічних досліджень наведена на рис. 1.

Journal of Engineering Sciences, Vol. 1, Issue 3 (2014), pp. F 1–F 5.

Рис. 1. Схема розкрою пластин із конструкційних сталей після ударно-хвильового навантаження для металографічних та трибологічних досліджень

Параметри ударно-хвильового навантаження відповідно до умов їх здійснення становлять: тиск – 35–40 кбар під час використання вибухової речовини з дрібнодисперсного порошку аміачно-селітрового складу зі швидкістю детонації 2500–3000 м/с при істотній густині ρ0 = 0,9 г/см3. Параметри легованого шару в сталі 38ХМЮА досліджувалися відповідно при дії імпульсу навантаження (І), який становив 200, 330 та 400 Н∙с, що відповідало значенням залишкової деформації зразків (ε) 1,2, 1,8, 2,2 % відповідно. Дослідження показали незначне підвищення характеристик міцності конструкційних сталей, у середньому на 25–30 %. Мікроструктурні дослідження проводилися за допомогою світлового мікроскопа (Neophot-22), електронного растрового мікроскопа (РЕМ), а також комп’ютерного забезпечення для аналізу фотознімків. Рентгенівські дослідження здійснювалися на дифрактометрі ДРОН-3М з приставкою для комп’ютерної обробки результатів. Локальний рентгеноспектральний мікроаналіз здійснювали за допомогою мікроаналізатора РЕМА-102. Мікротвердість одержаних шарів визначали на приладі ПМТ-3 за ГОСТ 9450. Визначення комплексу експлуатаційних властивостей проводили за допомогою стандартних методів механічних випробувань на зносостійкість за ГОСТ 23.224 під час використання машини тертя СМ-2. За результатами металографічних досліджень металевих зразків із конструкційних сталей було встановлено, що при вибраній схемі ударнохвильового навантаження структура характеризується значним зростанням смуг ковзання, та з’являються двійники як наслідок інтенсивної пластичної деформації під дією ударних хвиль. Загальний характер утворення та структура азотованого шару на всіх зразках однаковий. Проте максимальне значення глибини легованого шару спостерігається на сталі 38ХМЮА, що попередньо оброблена вибуховим навантаженням з інтенсивністю 400 Н∙с. Загальний характер зміни глибини дифузійного шару при всіх значеннях імпульсу однаковий. Найбільше значення глибини азотованого шару було отримане на сталі 38ХМЮА, яке становило 0,58 мм при інтенсивності ударно-хвильового навантаження 400 Н∙с, що приблизно в 1,5–1,8 раза більше, ніж без використання попереднього ударнохвильового навантаження. Найменше значення глибини легованого шару 0,42 мм одержане за інтенсивністю 200 Н∙с (рис. 2). F2

Питання матеріалознавства

Рис. 2. Графік залежності товщини дифузійного шару від інтенсивності попередньої ударно-хвильової обробки

Крім того, встановлено, що при інтенсивності ударної хвилі I = 400 Н∙с та наступному азотуванні сталі 38ХМЮА різко зростає значення мікротвердості приблизно в 1,5 раза порівняно з азотованим шаром, що одержаний без використання попереднього ударно-хвильового навантаження (рис. 3).

а)

б)

в) Рис. 3. Мікроструктура азотованого шару, що отриманий шляхом використання попередньої ударно-хвильової обробки різної інтенсивності, х 400: а) I = 200 Н∙с; б) I = 330 Н∙с; в) I = 400 Н∙с

Рентгеноспектральний аналіз зразків з легованої сталі 38ХМЮА виявив слабкі дифракційні лінії ε-фази Fe2-3(N), Fe2-3(N,C), а також лінії фаз, що складаються з нітридів та карбонітридів хрому CrN, Cr(N,C). Легуючі елементи, такі як Cr, розчиняються у γ١-фазі та зменшують у ній вміст азоту. В результаті азотування на поверхні утворюються карбонітриди Cr(N,C), Fe4(N,C), а також карбіди хрому Cr3C2, що свідчить про інтенсивну дифузію вуглецю з основи до поверхні та збагачення γ١-фази вуглецем. Після використання попереднього ударнохвильового навантаження та подальшого азотування на дифрактограмах знайдено лінії γ١-фази Fe4(N,C) та Fe4N, а також фаз, що складаються з карбонітридів Cr2N, Cr2(N,C). Виявлені лінії оксидів Fe(Cr)3O4.

Мікрорентгеноспектральний аналіз азотованих шарів зі сталі 38ХМЮА показав, що попереднє ударно-хвильове навантаження сприяє збільшенню кількості азоту в дифузійному шарі азотованих зразків (табл. 1). Таблиця 1 – Результати мікрорентгеноспектрального аналізу азотованих зразків зі сталі 38ХМЮА Технологія азотування Спектр (місце визначення) N, мас.%

Азотування за стандартною технологією 1 (на поверхні дифузійного шару) 22,48

2 (ближче до основного металу) 19,54

Азотування після попереднього ударнохвильового навантаження 1 (на 2 (блиповерхні жче до дифузійосновного ша- ного ру) металу) 24,7 21,8

Це може свідчити про збільшення кількості нітридної фази в одержаному дифузійному шарі, що, в свою чергу, підвищує зносостійкість поверхні. Порівняльні дослідження на зносостійкість азотованої сталі 38ХМЮА. У результаті дослідження встановлено, що попереднє ударно-хвильове навантаження сприяє не лише збільшенню товщини одержаного легованого шару, а й збільшенню зносостійкості поверхневого шару. Дослідження проводили на машині тертя СМЦ-2 за схемою «колодка – ролик», що імітує умови роботи пари тертя. Режим дослідження:  припрацювання без навантаження – 15 хвилин;  припрацювання при навантаженні 300 Н – 2 години;  безпосереднє дослідження при навантаженні 600 Н – 4 години. У процесі дослідження фіксувався момент сили тертя за допомогою потенціометра ПРС-1, що входить до комплекту машини. Зношування зразків обчислювали методом визначення втрати ваги за час дослідження. Зважування зразків проводилось аналітичними вагами ВЛА-200г-М з точністю до 0,0001 г. Використовувалось індустріальне масло И-Г-А-32. Для виключення систематичної похибки при виконанні порівняльних досліджень на зносостійкість врахували таке: 1) технологія виготовлення зразків була однакова; 2) усі виміри проводили на одних і тих самих аналітичних вагах; 3) усі дослідження проводили на одному й тому самому обладнанні за однаковою схемою; 4) зношування (М, мг) зразків одержаних під час досліджень за однакових умов (навантаження, вид тертя, температура і т. д). Порівняльні дослідження показали збільшення зносостійкості у попередньо оброблених ударною хвилею зразків на 40–50 % порівняно з традиційною технологією азотування, що пов’язане зі збільшенням кількості нітридної фази та підвищенням твердості поверхні і, як наслідок, деталі у цілому (рис. 4).

Зіставлення результатів дослідження експлуатаційних характеристик дозволили зробити висновок, що з урахуванням зростання товщини легованого шару сталі 38ХМЮА її ресурс може бути підвищений у 1,5 та більше разів. На базі ПАТ «Дніпропетровський агрегатний завод» були проведені помислові випробування розробленого методу комбінованої хіміко-термічної обробки. Результати досліджень показали, що використання попереднього ударно-хвильового навантаження дозволяє знизити енергоємність процесу на 25–30% за рахунок скорочення часу насичення (приблизно у 2–2,5 раза) при значному збільшенні товщини дифузійного шару (рис. 2).

Рис. 4. Порівняльна характеристика показника зношування для різних способів обробки зразків із сталі 38ХМЮА: 1 – базовий зразок; 2 – азотування за традиційною технологією; 3 – азотування після попереднього ударно-хвильового навантаження

Результати досліджень, що пов’язані з підвищенням продуктивності процесу азотування свідчать про ефективність попередньої високоенергетичної обробки для стимулювання дифузійних процесів ХТО. Установлено, що використання попереднього ударнохвильового навантаження сприяє зниженню енергоємності процесу азотування (табл. 2). Таблиця 2 – Результати промислових випробувань

Технологія обробки

Оброблюваний матеріал

Заводська технологія азотування Розроблена технологія азотування

Товщина дифузійного шару, мм час час обробки обробки 28 годин 15 годин

38ХМЮА

0,4

0,25

38ХМЮА

0,84

0,4

ВИСНОВКИ Установлено закономірності формування структури та параметрів азотованого шару конструкційної сталі 38ХМЮА залежно від інтенсивності деформації, що спричинено дією ударної хвилі, які дозволили визначити тип та розподіл структурних складових за глибиною від поверхні при використанні удосконаленої технології хіміко-термічної обробки. На основі даних рентгеноструктурного аналізу азотованого

Journal of Engineering Sciences, Vol. 1, Issue 3 (2014), pp. F 1–F 5.

шару, який одержано шляхом використання інноваційної технології хіміко-термічної обробки, встановлено збільшення кількості нітридної фази, що призводить до збільшення мікротвердості поверхневого шару в 1,4–1,8 раза. За результатами проведених експериментальних досліджень установлено, що попереднє ударнохвильове навантаження дозволяє збільшити товщину азотованого шару в 1,5–2 раза, а це сприяє збільшенню ресурсу роботи виробу. Ці дані захищені патентами України № 7803, 27961, 83769. Комплексна хіміко-термічна обробка дозволяє підвищити продуктивність процесу хіміко-термічної

обробки у 2–2,5 раза за рахунок скорочення часу насичення, а також знизити енергоємність процесу на 25–30 %. За результатами проведених досліджень розроблені рекомендації щодо використання комплексної хіміко-термічної обробки конструкційних сталей з метою підвищення продуктивності процесу насичення, а також зниження енергоємності. Рекомендації було розглянуто на ПАТ «Дніпропетровський агрегатний завод», проведені промислові випробування розробленого методу та прийнято рішення до впровадження його на виробництві під час виготовлення деталей із конструкційних сталей.

Nitriding process intensification steel structures V. A. Kozechko1) 1) State

Higher Educational Institution «National Mining University», 19, Karl Marx Pr., 49000, Dnepropetrovsk, Ukraine The work is aimed at determining the parameters of the previous shock-wave treatment in order to intensify the processes of chemical and thermal processing, establishing mutual relations between the doped layer depth and intensity of the previous shock-wave treatment, and to improve the life of parts made of structural steel. The research resulted in determining of the optimum schemes of shock-wave load and treatment regimes. For the first time, the relations of the saturation zone parameters in the process of chemical and thermal treatment of steel and those characterising the intensity of plastic deformation were established. The experiment helped to define the link between the rate of the explosion impulse and the depth of the alloyed layer. It was proved that applying of the shock-wave treatment as a stimulating factor increased alloyed layer depth during saturation with nitrogen 1.5–2 times and strengthens superficial layer (microstrength) 1.4–1.8 times. As a result of studies found that pre-shock-wave loading improves hardness, durability and depth of the nitrided layer. Industrial tests nitrided samples showed that pre-shockwave loading reduces the time nitriding about two times without loss of quality and mechanical properties of the nitrided layer. Key words: nitriding, shock-wave treatment, intensification of diffusion processes, process performance thermochemical treatment.

Интенсификация процесса азотирования конструкционной стали В. А. Козечко1) 1) Государственное высшее учебное заведение «Национальный горный университет», пр. Карла Маркса, 19, г. Днепропетровск, Україна,49600

Работа направлена на определение параметров предварительной ударно-волновой обработки с целью интенсификации процессов химико-термической обработки, установления взаимных связей между глубиной легированного слоя и интенсивностью предварительной ударно-волновой обработки, а также для повышения ресурса деталей из конструкционных сталей. В результате исследований установлено, что предварительное ударно-волновое нагружение способствует повышению твердости, износостойкости и глубины азотированного слоя. Промышленные испытания азотированных образцов показали, что предварительное ударно-волновое нагружение позволяет сократить время азотирования примерно в 2 раза без потери качества и механических свойств азотированного слоя. Ключевые слова: азотирование, ударно-волновая обработка, интенсификация диффузных процессов, производительность процесса химико-термической обработки.

СПИСОК ВИКОРИСТАНИХ ДЖЕРЕЛ 1. Дидык Р. П. Влияние предварительной ударноволновой обработки на параметры низколегированной стали / Р. П. Дидык, В. А. Безрукавая, Л. В. Грязнова, А. Г. Лисняк // Металлофизика и новейшие технологии. – 2008. – № 9. – C. 1289–1295.

REFERENCES 1. Didyk R. P., Bezrukavaja V. A., Grjaznova L. V., Lisnjak A. G. (2008). Metallofizika i novejshie tehnologii. Vol. 9, P. 1289 – 1295. [in Russian].

Питання матеріалознавства

УГОДА ПРО ПЕРЕДАЧУ АВТОРСЬКИХ ПРАВ

Ми, автор (автори) рукопису статті, що публікується в «Журналі інженерних наук», у разі її прийняття до опублікування передаємо засновникам та редколегії «Журналу інженерних наук» права на:  публікацію цієї статті українською (російською, англійською) мовою та розповсюдження її друкованої версії;  переклад статті англійською мовою (для статей українською або російською мовою) та розповсюдження друкованої версії перекладу;  розповсюдження електронної версії статті, а також електронної версії англомовного перекладу статті (для статей українською або російською мовою) через будь-які електронні засоби (розміщення на офіційному web-сайті журналу, в електронних базах даних, репозитаріях тощо). При цьому зберігаємо за собою право без узгодження з редколегією та засновниками:  використовувати матеріали статті повністю або частково з освітньою метою;  використовувати матеріали статті повністю або частково для написання власних дисертацій;  використовувати матеріали статті для підготовки тез, доповідей конференцій, а також усних презентацій;  розміщувати електронні копії статті (у тому числі кінцеву електронну версію, завантажену з офіційного web-сайта журналу) на: a) персональних web-ресурсах усіх авторів (web-сайти, web-сторінки, блоги тощо); b) web-ресурсах установ, де працюють автори (включно з електронними інституційними репозитаріями); c) некомерційних web-ресурсах відкритого доступу (наприклад, arXiv.org). В усіх випадках наявність бібліографічного посилання на статтю або гіперпосилання на її електронну копію на офіційному web-сайті журналу є обов’язковою. Цією угодою ми також засвідчуємо, що поданий рукопис:  не порушує авторських прав інших осіб або організацій;  не був опублікований раніше в інших видавництвах і не був поданий до публікації в інші видання.

Адреса редакційної колегії:

вул. Римського-Корсакова, 2, м. Суми, 40007

Телефони:

(+38 0542) 68-78-52, (+38 0542) 33-41-09

Електронна адреса:

jes.sumdu@gmail.com

Web-site:

http://jes.sumdu.edu.ua/

Міністерство освіти і науки України The Ministry of Education and Science of Ukraine Министерство образования и науки Украины

ЖУРНАЛ ІНЖЕНЕРНИХ НАУК JOURNAL OF ENGINEERING SCIENCES ЖУРНАЛ ИНЖЕНЕРНЫХ НАУК

Науковий журнал Scientific Journal Научный журнал

Відповідальний за випуск Д. В. Криворучко Комп’ютерне складання та верстання: О. В. Івченко Коректори: Н. А. Гавриленко, Н. З. Клочко, Н. В. Лисогуб, С. М. Симоненко

Підписано до друку 03.11.2015. Формат 60 х 84 / 8. Папір офс. Друк офс. Ум. друк. арк. 5,6. Обл.-вид. арк. 5,21. Наклад 100 пр. Замовлення № 1046. Сумський державний університет. 40007, м., Суми, вул. Римського-Корсакова, 2 Свідоцтво про внесення суб’єкта видавничої справи до Державного реєстру ДК № 3062 від 17.12.2007. Надруковано у друкарні СумДУ вул. Римського-Корсакова, 2, м. Суми, 40007