Page 1


!

!

"

#$ ! %

)

*+

&

'

(

, "

-

!. )

3

0

*

1223

/ (* +

! " #!6%

4 5

1223 6

9 : ;

*8

+

,

1223 7 8

* " < "!

# = 9 :

*7

8

(*


[

, S %, U B \ ] , 7/ 7 % 4 B & & %, ' ] , 7 * : *% ; 7 B S 87 S : W ] 4': ^ ] ] > T,' , 8 / % >

,VV ;

,;

] , S W ^ ] X)0B X)0B

S

'

/

7

] /* ] 4 ; @ , 8 4; : , 8 :B + / : S 4 , : ] S 4 B S B

C! : DEF

/

[ 6)

, U

? + :8

Z %,

V

? : 8 8 8 8 V9 : ; 7 8 + 7 FS , Y 11 8 11>DL>CD1J

B K

: W ] : 8 ': X_A 7 , & ] / 8 1H>DE>CD1J Y E3E `Z & 8+ ' ^ ; _ 4* \ 8 8 ',; S 4 ,& ] / ] 8 8 HD / ' CD1J S Q PQRR . >< >O => !R <ORc R . RE3E> ! K>

U ; '& S8

W ,; ] / 9 : ; 7 8 + PQRR > < > W 8 :SdV 9 : ; 7 8 + PQRR > < > e6X `9 : PQRR P. >

:

F) & , 7 a> b

Q

] 7 > !R

:

] 7 > !R

7 W

]

]

, 7*

Q

Q

S, 7 aQ < > !R

&'()* '(&*+,-./ 0 + 1(2-03

,> ? : ;

7 @A

B CB :> 9 : B 3DDDE

(1(4 /53

FGHI DJ3CK LI@EI@JCB FGHI DJ3CK HH@31@D2

1(+6' //* *&'()*3

M >

789:;<=83 9 8 4 S T + U 4V8 7 & % : AX Y CD322@1DC22 Z? 8 11>1C>CD1H

<

PQRRM >

W

NO<! .> < <

>

> !R

: 4

>? )@+5. &('A*B/5. ?/-B(')56(6

#!6


!

" #!$$%

< @? ?E

= > >

?

<

@ A

F?

B C !

#

"

<

$

! ! &

%

%

F? H ? I

@ "

" #

L IF M < F? E F G # F! ! % & F K$ ! % & L H #

A "

$

"

$

#

<

"

I

"

K

B C

G

B C

M>N+6> 1 O 0+-2+( +3 4567588(756 9-785-8: <(+38::+( 9,=) 92>28 ?57*8(:72) 9,=) ?/(>758 I '+*>N8* P O Q>5R7R>28 +3 9-785-8: 4567588(756 <(+38::+( 9,=) 92>28 ?57*8(:72) 9,=) ?/(>758 I

T,:>/ O T Q>5R7R>28 +3 9-785-8: 4567588(756 ; < 9,=) 92>28 ?57*8(:72) 9,=) ?/(>758

C

= > ?P B

?

@ P

Q QD

C

! &

-0 -

G

B C

P*-.85/+ O 1 Q>5R7R>28 +3 9-785-8: 4567588(756 ; < 9,=) 92>28 ?57*8(:72) 9,=) ?/(>758

UFV

+',-*. +/

:

B

'()*+(,-./+ 0 1 0+-2+( +3 4567588(756 9-785-8: ; < 9,=) 92>28 ?57*8(:72) 9,=) ?/(>758

F?

$

W " # " $ % I ! " J ! " # " $ % & I V X H # " $ Y @ ! " # " $ % & I $ J Z ! " # " $ % & I U [ \ $ F! " $ " ] UJ^ & % & I _ A

D

9/N>S75:/7) 1 P 0+-2+( +3 4567588(756 9-785-8: <(+38::+( 9,=) 92>28 ?57*8(:72) 9,=) ?/(>758 I

C

&

<

B C

B N CK

!

>

6

D>(2:75/+*:/7) 1 ; 0+-2+( +3 4567588(756 9-785-8: <(+38::+( 9,=) 92>28 ?57*8(:72) 9,=) ?/(>758

!

%

"

O

C

C

B

H "

%

B

3

:

B3

$

"

"

F

% & B C

J

! &

JF

B

E <M?E < J

&

@? ?E ?@?

H " $ J A " # I ! " J " # I L " $

& '()'& )'&'*$

B

%

&

B

C

B

C

B

C ! I

C

$

% B

, -0 1 -1

"

C 2 3+.& 32

&

B C

D

B

<N)>2:,/ ` 0 0+-2+( +3 4567588(756 9-785-8: <(+38::+( 9,=) 92>28 ?57*8(:72) 9,=) ?/(>758 I 97=+5+*:/7) 1 P 0+-2+( +3 4567588(756 9-785-8: <(+38::+( 9,=) 92>28 ?57*8(:72) 9,=) ?/(>758 I 0)>R),(> ' O 0+-2+( +3 4567588(756 9-785-8: ; < 9,=) 92>28 ?57*8(:72) 9,=) ?/(>758 I 18(8:.-.>/> 9 D 0+-2+( +3 4567588(756 9-785-8: <(+38::+( 9,=) 92>28 ?57*8(:72) 9,=) ?/(>758 I '>(752:8* P a Q>5R7R>28 +3 9-785-8: 4567588(756 <(+38::+( 9,=) 92>28 ?57*8(:72) 9,=) ?/(>758 I <82(>/+* b, 1 0+-2+( +3 4567588(756 9-785-8: <(+38::+( ?/(>757>5 c>27+5>N d8-.57->N ?57*8(:72) e'<Pf '78* ?/(>758 I g8R+(+*7-. 1 ; 0+-2+( +3 4567588(756 9-785-8:

' 5 6475692 ##&

:;&


h $ ! " $ F! " $ " $ ]hUJ^ h $ % & I @ i \ U B C h F! ! " $ F! " $ h F! ! " % & I @ L B C J $ % $ j G j G \$ I k B C H ! " # " $ " $ H ! l $V I Y A B C @ ! " # " $ " $ ] $ ^ @ l $V I F A B C J $ F$ $ \ Z FV \ $ F! & $& % & & % & I Yl @ B C % & ! $ # B G G$ $V h $ % & I $ $ W @ B C k " A $ $ $& U i % & \ F! "$ G$ ! & B$ G B$ FV BF & $ % $ ] lH ^ & % & I J H L B C U$ E $ " # " $ ! l $V I H X @ B C \ $ F! " $ ]W! $ ! B F$ $ ^ W! $ % & I j B m U B C \ $ F! " $ " $ ]hUJ^ h $ % & I l U B C n k ! B F$ $ n k U F!Y I K G L B C U i ! " # " $ $ K $ U i l $V I _ k U $B$ B C $ " $ Z Z o $V I @$ F F B C F ! " F G$ " $ Z F $ Z F F I n ! "A A B C U K i! " # " B F$ $ " $ U K G l $V I F # p B C U K i! " # " $ $ G B F K V U K G l $V I !V B C l $" ! $ $V K $ $ @ l $V I $ ! " A B C \ $ F! " $ " $ % & ] UJ^ & % & I $ L A B C U B ! " $ F! " $ $ FV C J _ $ ! % & I E A B C EA ]ZAllp\ ^ U K G l $V I

;

RSTUVWXYT UZ[R\W] ^^

) +, *. D+*,)

<(+38::+( '.>(/+* c>27+5>N d8-.57->N ?57*8(:72) e'.<Pf '.>(/+* ?/(>758 I D>q,( c < 0+-2+( +3 4567588(756 9-785-8: <(+38::+( '.=87572:/7) c>27+5>N ?57*8(:72) '.=87572:/ ?/(>758 I 92+(-.>/ D T 0+-2+( +3 4567588(756 9-785-8: <(+38::+( D>-.758 P5:272,28 +3 92,226>(2 ?57*8(:72) 92,226>(2 T8(=>5) I ',:.58( 1 9 0+-2+( +3 4567588(756 9-785-8: <(+38::+( 92>28 d8-.57->N ?57*8(:72) O=:/ r,::7> I 18(8:.-.>/> ; 9 0+-2+( +3 4567588(756 9-785-8: <(+38::+( D+:/+* 92>28 d8-.57->N ?57*8(:72) e92>5/75f D+:/+* r,::7> I 'N7=85/+ 9 ; 0+-2+( +3 4567588(756 9-785-8: <(+38::+( 1 c a>/,N P5:272,28 +3 :,s8( .>(R =>28(7>N: +3 2.8 c>27+5>N ;->R8=) +3 :-785-8: +3 ?/(>758 '78* ?/(>758 I d(7:.-. r D 0+-2+( +3 4567588(756 9-785-8: <(+38::+( ?/(>757>5 8567588(756 >5R s8R>6+67->N ;->R8=) '.>(/+* ?/(>758 I 172/75 ` D 0+-2+( +3 4567588(756 9-785-8: <(+38::+( 9857+( ;R*7:+( +3 2.8 ;R=757:2(>27+5 +3 2.8 <(8:7R852 +3 ?/(>758 4R,->27+5>N >5R :-7852737P5:272,28 +3 D>:28(t: <(+6(>==8: >5R <+:2 T(>R,>28 4R,->27+5 +3 2.8 e'rO'f ?57*8(:72) '78* ?/(>758 I P*>-.585/+ ; T 0+-2+( +3 4567588(756 9-785-8: <(+38::+( 9+,2. u8:2 92>28 ?57*8(:72) ',(:/ r,::7> I O2>=>5),/ 1 D 0+-2+( +3 4567588(756 9-785-8: <(+38::+( c>27+5>N ?57*8(:72) e`*+* <+N)28-.57-:f `*+* ?/(>758 I 9.>s+(8* 1 < 0+-2+( +3 4567588(756 9-785-8: <(+38::+( '.>(/+* c>27+5>N d8-.57->N ?57*8(:72) e'.<Pf '.>(/+* ?/(>758 I r+=>5 <82(,: 0+-2+( +3 4567588(756 9-785-8: <(+38::+( M.8:-.,* <+N)28-.57-: M.8:.,* <+N>5R I '>=S,(6 1 T 0+-2+( +3 4567588(756 9-785-8: <(+38::+( <85q> 92>28 ?57*8(:72) +3 ;(-.728-2,(8 >5R Q+5:2(,-27+5 <85q> r,::7> I g(>5-.7:-.8/ <+/.7s) 0+-2+( +3 4567588(756 9-785-8: <(+38::+( a(5+ d8-.57->N ?57*8(:72) a(5+ Qq8-. I D7/.>N 1>(/.+N> 0+-2+( +3 4567588(756 9-785-8: <(+38::+( 9N+*>/ d8-.5+N+67->N ?57*8(:72) 75 a(>27:N>*> a(>27:N>*> 9N+*>/7> I M.>(/+*/7) ; ; 0+-2+( +3 4567588(756 9-785-8: <(+38::+( 9>5/2 <828(:S,(6 92>28 <+N)28-.57?57*8(:72) 9>5/2 <828(:S,(6 r,::7> I 9+N+q.852:8* 4 0 0+-2+( +3 4567588(756 9-785-8: <(+38::+( 9>5/2 <828(:S,(6 92>28 ?57*8(:72) +3 ;8(+:s>-8 d++N D>/756 9>5/2 <828(:S,(6 r,::7> I '>(>/.>5)>5 1 ' 0+-2+( +3 4567588(756 9-785-8: <(+38::+( r,::7>5 g8R8(>27+5 +3 <,=s <(+R,-8(: D+:-+u r,::7> I 9*7R8(:/7) 1 ; 0+-2+( +3 4567588(756 9-785-8: <(+38::+( ?/(>757>5 c>27+5>N d8-.57->N ?57*8(:72) e'<Pf '78* ?/(>758 I 97(85/+ T ; 0+-2+( +3 4567588(756 9-785-8: <(+38::+( 1>:7N7) 9283>57/ Q7:->(s>2.7>5 c>27+5>N ?57*8(:72) P*>5+ g(>5/+*:/ ?/(>758 I M>-.>(85/+ ; 1 0+-2+( +3 4567588(756 9-785-8: <(+38::+( QN+:8R v+752 92+-/ Q+=s>5) ea;rr4c9f 9>5/2 <828(:S,(6 r,::7> I


U F J B C ZmFG ! " # " F G$ " $ $ L j ZmFG l j B F @ A B C ZmFG ! " # " F G$ " $ $ L j ZmFG l Fm $ J B C l ! " # " $ kFV $ B F V l l $V I w$ $ G $ l G B C ! " B F$ $ "$ jA I @ "[ @ B C J B KF k K V\ $ $& % & h $ % & I o F B C U F$ $ m # ! F! U F!Y I _$F$ $ $ L Z B C $ G ! " $ " $ $ G % & I W! L J B C h $ $ F! " $ " $ ]hUJ^ h $ % & I iXK A U C$i B C $B B ! " $ F! " $ $B B ! % & I j K A W B C J B KF k K V\ $ $& % & h $ % & I L V L U KF$ ] ! k K $ K Ktm V$ @ _ i ^ % & I w # CE m ! B C $ " $ k F I B ! p B C A $k $ $" ! @ % & h $ % &

+',-*. +/

-0 -

, -0 1 -1

2 3+.& 32

$V I $V I

F!

!

&

"

F! $

$V

&

<>*N85/+ 1 P 0+-2+( +3 4567588(756 9-785-8: <(+38::+( 9.,/.+* a8N6+(+R 92>28 d8-.5+N+67->N ?57*8(:72) a8N6+(+R r,::7> I 9.>s+*>N+* D ; 0+-2+( +3 4567588(756 9-785-8: <(+38::+( 9.,/.+* a8N6+(+R 92>28 d8-.5+N+67->N ?57*8(:72) a8N6+(+R r,::7> I '+N8:57/+* 1 P 0+-2+( +3 4567588(756 9-785-8: <(+38::+( r+:2+* 92>28 ?57*8(:72) +3 Q+==,57->27+5: r+:2+* r,::7> I b7=756 '8*75 x(+56 0+-2+( +3 4567588(756 9-785-8: <(+38::+( x+(-8:28( <+N)28-.57- ?57*8(:72) x+(-8:28( ?9; I D>2:8*72)7 b, D 0+-2+( +3 4567588(756 9-785-8: <(+38::+( P5:272,28 +3 D>-.758 a,7NR756 <(+SN8=: +3 d.8 c>27+5>N ;->R8=) +3 9-785-8: +3 ?/(>758 '.>(/+* ?/(>758 I Q.8:N>* ',5R8(> 0+-2+( +3 4567588(756 9-785-8: <(+38::+( <+N)28-.57-> 9*852+/q.7:/> '8N2:8 <+N>5R I g7N7=+57/.75 T a 0+-2+( +3 4567588(756 9-785-8: <(+38::+( '7(+*+6(>R d8-.57->N ?57*8(:72) '7(+*+6(>R ?/(>758 I `*+* T P 0+-2+( +3 4567588(756 9-785-8: <(+38::+( '.>(/+* c>27+5>N d8-.57->N ?57*8(:72) e'.<Pf '.>(/+* ?/(>758 I 0q),S> ; < 0+-2+( +3 <.):7-+ D>2.8=>27->N 9-785-8: 058s(+s82(+*:/ 92>28 ?57*8(:72) 058s(+s82(+*:/ ?/(>758 I 9.,S85/+ ; ` 0+-2+( +3 4567588(756 9-785-8: <(+38::+( P5:272,28 +3 D>-.758 a,7NR756 <(+SN8=: +3 d.8 c>27+5>N ;->R8=) +3 9-785-8: +3 ?/(>758 '.>(/+* ?/(>758 I T>R)>/> 1 T Q>5R7R>28 +3 9-785-8: 4567588(756 <,SN7- y+752 :2+-/ -+=s>5) eg(,5q8 9,=) D>-.758 a,7NR756 9-7852737- >5R <(+R,-27+5 P5-+(s+(>27+5f I b+q.83 M>)>2: 0+-2+( +3 4567588(756 9-785-8: <(+38::+( '+:.72:8 d8-.5+N+67->N P5:272,28 '+:.72:8 9N+*>/7> I '>(s,: 1 4 0+-2+( +3 4567588(756 9-785-8: <(+38::+( ;->R8=) +3 P528(5>N D7N72>() g+(-8: +3 2.8 D757:2() +3 z+=8 ;33>7(: +3 ?/(>758 '.>(/+* ?/(>758

' 5 6475692 ##&

:;&

;


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

http://jes.sumdu.edu.ua/ Том 3, № 1 (2016) УДК 621.9-1/-9: 519.6

Аналіз динамічного стану системи «верстатний пристрій – заготовка» В. О. Іванов1), В. Є. Карпусь2), І. М. Дегтярьов3), І. В. Павленко4), Йімінг (Кевін) Ронг5), 6) 1), 3), 4) 2) 5)

Сумський державний університет, вул. Римського-Корсакова, 2, Суми, Україна, 40007 Національна академія Національної гвардії України, пл. Повстання, 3, Харків, Україна, 61001 Вустерський політехнічний інститут, вул. Інститутська, 100, Вустер, штат Массачусетс,

США, 01609 6) Південний університет науки та технологій Китаю, пл. Ксьюань, 1088, Шеньчжень, провінція Гуандун, Китай, 518055

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

14 December 2015 06 January 2016 08 January 2016

Correspondent Author's Address: ivanov@tmvi.sumdu.edu.ua 2) vladislavkarpus@gmail.com 5) rong@wpi.edu 6) rongym@sustc.edu.cn 1)

У статті методами чисельного моделювання досліджено коливання системи «верстатний пристрій – заготовка», що виникають у процесі різання на різних переходах при обробці важелів у верстатних пристроях різних систем. У процесі моделювання досліджувалися заготовки з різних матеріалів. Результати гармонічного аналізу показали, що динамічна жорсткість верстатного пристрою з елементів системи універсально-збірних переналагоджуваних пристроїв вища, ніж у спеціальному верстатному пристрої та верстатному пристрої, складеному з елементів універсально-збірних пристроїв. Амплітуда коливань у місцях оброблюваних поверхонь у верстатному пристрої, складеному з елементів системи універсально-збірних переналагоджуваних пристроїв, не перевищує допуски на виготовлення важеля. Ключові слова: верстатний пристрій, універсально-збірний переналагоджуваний пристрій, система «верстатний пристрій – заготовка», амплітудно-частотна характеристика, динамічна жорсткість, чисельне моделювання, точність, важіль.

ВСТУП Важливу роль у забезпеченні випуску конкурентоспроможної продукції відіграють верстатні пристрої (ВП). Вони є основною і невід’ємною частиною технологічної системи. Це підтверджується тим, що їх частка складає 70–80 % від загального обсягу технологічної оснастки [1]; 80–90 % витрат на технологічну підготовку виробництва витрачається на проектування та виготовлення ВП [2]; 10–20 % загальної вартості виробничих систем становить вартість ВП [3]; до 40 % бракованих деталей у машинобудуванні виникає через недосконалість ВП [4]. ПОСТАНОВКА ПРОБЛЕМИ Сучасне машинобудування характеризується багатономенклатурністю деталей, що випускаються. Зі збільшенням номенклатури виробів при використанні спеціальних ВП зростає час проектування та виготовлення технологічної оснастки, що приводить до збільшення собівартості готової продукції. Переналагодження збірних ВП, до яких належать універсально-збірні пристрої (УЗП), передбачає їх часткове або повне перекомпонування при переході до обробки деталей іншого типорозміру, що також потребує витрат часу. До того ж жорсткість збірних ВП через велику кількість з’єднань та наявність Т-подібних пазів часто є недостатньою для продуктивної обробки з режимами різання, що рекомендують світові виро-

бники різального інструменту. Проблемою також є надмірна металомісткість зазначених вище ВП. Тому актуальним є впровадження гнучких ВП, що забезпечують переналагодження на інший типорозмір деталей [5–7] і мають достатню жорсткість при мінімально можливій масі. Разом із тим впровадження гнучких ВП повинно бути обґрунтоване за критеріями досягнення необхідної точності та якості поверхонь, заданих конструктором на кресленнях деталей, що можуть бути оброблені у ВП цього типу. Тому необхідно використовувати чисельні методи оптимізації для зниження металомісткості ВП без погіршення точнісних показників. АНАЛІЗ ОСТАННІХ ДОСЛІДЖЕНЬ І ПУБЛІКАЦІЙ Більш актуальною стає інтенсифікація процесів механічної обробки, тобто концентрація операцій при проектуванні технологічних процесів (ТП). Це дозволяє скоротити витрати штучного часу за рахунок зменшення частки допоміжного часу, що в умовах жорсткої конкуренції на ринку, багатономенклатурності деталей машинобудування та можливостей сучасних металорізальних верстатів є актуальним завданням на сьогодні [8]. Але для реалізації такого ТП на практиці необхідні гнучкі ВП, здатні до переналагодження в широкому діапазоні розмірів, забезпечуючи необхідну жорсткість і точність розмірів.

Journal of Engineering Sciences, Vol. 3, Issue 1 (2016), pp. А 1–А 8.

A1

A


A

Запропоновано прогресивний ТП механічної обробки деталей типу важелів [9], в якому суміщено всі свердлильно-фрезерно-розточувальні операції. Це реалізовано завдяки розробленому переналагоджуваному установлювально-затискному модулю [10]. Під час вивчення систем «ВП – заготовка» основна увага приділяється аналізу контактної взаємодії між заготовкою та установлювальними й затискними елементами ВП. У праці [11] досліджено тертя між елементами ВП та заготовкою, а також визначено деформації, що виникають у місцях їх контакту. Cioata і Kiss [12] розробили та представили спрощену аналітичну модель контактної деформації між затискними елементами ВП і заготовкою і скінченноелементну модель для оцінювання контактної деформації у місцях контакту затискних елементів ВП і заготовки. Zheng [13] розробив скінченноелементну модель визначення стійкості рівноважного положення ВП із функціональними елементами для розв’язання контактних задач при закріпленні заготовки у ВП. У моделі оптимізації система «ВП – заготовка» розглядалася як система контактуючих твердих тіл за умови кулонівського тертя на стиках із прикладанням прогнозованих зовнішніх сил від статичного навантаження процесу механічної обробки у моделі «ВП – заготовка». У дослідженнях не враховано нестаціонарність сил та моментів, що виникають у процесі різання. Motlagh та ін. у праці [14] за допомогою розробленої моделі «Armstrong» досліджували ковзання та мікроковзання, що виникають під дією сил закріплення у системі «ВП – заготовка». Це дозволило попередньо дослідити та визначити вищезазначені процеси при великих силах закріплення, що було неможливим у попередніх моделях. Li і Melkote [15] дослідили коливання системи «ВП – заготовка» від дії динамічних складових сил різання без урахування жорсткості функціональних елементів із застосуванням рівнянь руху. При цьому рівняння руху, що регулюють динаміку системи «ВП – заготовка» при механічній обробці, були одержані за допомогою методу Ньютона-Ейлера. Крім того, у цій праці відсутнє урахування видалення шару матеріалу, що є невід’ємною частиною процесу механічної обробки. Особливістю дослідження Deng [16] є те, що система «ВП – заготовка» розглядалася як квазістатична з урахуванням впливу видалення шару оброблюваного матеріалу, але без урахування динамічних складових сил та моментів різання, що виникають у процесі механічної обробки. Для урахування зміни маси заготовки у процесі механічної обробки Zhang та ін. [17] використовували матриці зміни інерції та жорсткості. Проте в усіх розглянутих працях вплив елементів закріплення розглядається на підставі принципу «звільнення від опор» з постійними величинами відповідних реакцій. Із появою активних методів контролю недостатнім є використання вищеописаних підходів до проектування ВП для одержання змінних у часі значень сил та моментів різання й переміщень елементів системи «ВП – заготовка». Bakker та ін. у своїх працях [18–21] вперше запропонували використовувати гідравлічний привід для закріплення заготовки із системами зворотного A2

зв’язку для автоматичного регулювання величин сил закріплення залежно від величин сил різання. Ця методологія була випробувана для різних стратегій обробки. Також у працях [21–22] було досліджено процес шліфування тонкостінних деталей малої жорсткості з використанням п’єзоелектричних датчиків зворотного зв’язку при закріпленні електромеханічним способом із можливістю регулювання величини сил закріплення з урахуванням величини амплітуди коливань заготовки. Праці В. В. Микитянського [24–25] присвячені розрахунку динамічної похибки ВП як результату зміни параметрів у процесі механічної обробки. Висока трудомісткість розрахунків обмежує використання цієї методики у виробничих умовах при здійсненні швидкого проектування та оптимізації широкої номенклатури конструкцій ВП. У праці Р. Н. Заріпова [26] висвітлюється дослідження впливу динаміки ВП на динамічні характеристики всієї технологічної системи. При цьому увага приділяється дослідженню жорсткості ВП та визначенню необхідної точності ВП для обробки деталей із різними точнісними параметрами. Експериментальні дослідження динамічного стану заготовки у ВП показали, що ВП найбільше впливає на амплітуду і частоту коливань оброблюваної заготовки. Виявлено резонансні зони для різних конструкцій ВП і досліджено вплив зміни величини сил різання у процесі механічної обробки на величину амплітуди коливань. Це призводить до погіршення точності та шорсткості оброблюваної поверхні, а також до пошкодження інструменту. Недоліком цієї роботи є відсутність достовірної математичної моделі, що підтверджується експериментальними даними. Це унеможливлює розрахунки за інших вихідних умов (матеріал заготовки, інструмент, конструкція ВП).

а

б

в Рисунок 1 – Верстатні пристрої для механічної обробки деталей типу важелів: а – на основі системи УЗПП; б – спеціальний; в – складений з елементів системи УЗП Для реалізації прогресивного ТП [9] запропоновано конструкцію ВП на основі елементів системи універсально-збірних переналагоджуваних пристроїв (УЗПП) (рис. 1 а) [10]. Для обґрунтування доцільності використання такої конструкції виконане дос-

Технологія машинобудування, верстати та інструменти


лідження напружено-деформованого стану елементів системи «ВП – заготовка» [27]. Результати показали, що величини переміщень і напружень, що виникають у процесі механічної обробки, у ВП, складеному з елементів системи УЗПП, менші, ніж у традиційних ВП при реалізації типового ТП (рис. 1 б, в). Модальний аналіз підтвердив, що запропонована конструкція є більш ефективною. Для визначення величини амплітуди коливань у місцях оброблюваних поверхонь, що виникають при зміні величини зовнішніх навантажень, необхідно дослідити динамічну жорсткість різних типів ВП за допомогою гармонічного аналізу. МЕТА РОБОТИ Визначення динамічного стану елементів системи «ВП – заготовка» при механічній обробці важелів у різних типах ВП. Для досягнення поставленої мети сформульовані задачі дослідження: – створення скінченноелементної моделі системи «ВП – заготовка», що описує її динаміку у процесі механічної обробки; – побудова амплітудно-частотних характеристик (АЧХ) ВП;

– виявлення резонансних частот і порівняння з частотами робочих режимів різання; – визначення жорсткості ВП. РЕЗУЛЬТАТИ ДОСЛІДЖЕНЬ Об’єктом дослідження є коливання заготовки у ВП, складеному з елементів УЗПП, ВП з елементів системи УЗП та спеціальному ВП при обробці деталей типу важелів. Гармонічний аналіз виконувався за допомогою вбудованого модуля Harmonic Analysis програми ANSYS Workbench. На основі попередніх результатів модального аналізу [27] визначено власні частоти системи «ВП – заготовка». Амплітуди динамічних складових сил та моментів різання обирались у межах 20 % від номінального значення їх величин [28]. У процесі моделювання задавалися такі граничні умови (табл. 1) та властивості матеріалу ВП й заготовки (табл. 2). Модель враховує кулонівське тертя між контактними поверхнями ВП, які мають приблизно однакову величину шорсткості (1,6 мкм за критерієм Ra) з коефіцієнтом 0,1 [28]. Величини коефіцієнтів тертя для контактних пар між елементами ВП й заготовкою наведені у табл. 1.

Таблиця 1 – Граничні умови чисельного моделювання системи «ВП – заготовка» Базова поверхня / Схема розміщення контактів Параметри реалізованих груп з’єднань тип закріплення Нижня поверхня Контакт 1 – «бокові поверхні призм – боплити / Fixture кові поверхні важеля»: support  поверхні призм – рифлені;  поверхні заготовки – необроблені;  коефіцієнт тертя f = 0,7; Контакт 2 – «робочі поверхні призм – циліндричні поверхні важеля»:  поверхні призм – гладкі;  поверхня заготовки – необроблена;  коефіцієнт тертя f = 0,2.

Нижня поверхня плити / Fixture support

Контакт 1 – «опора – торець важеля»:  поверхня опори – рифлена;  поверхня заготовки – необроблена;  коефіцієнт тертя f = 0,7; Контакт 2 – «затискні поверхні прихоплювача – бокові поверхні важеля»:  поверхні прихоплювача – гладкі;  поверхні заготовки – необроблені;  коефіцієнт тертя f = 0,2.

Нижня поверхня плити / Fixture support

Контакт 1 – «опора – бокові поверхні важеля»:  поверхні опор – рифлені;  поверхні заготовки – необроблені;  коефіцієнт тертя f = 0,7.

A

Journal of Engineering Sciences, Vol. 3, Issue 1 (2016), pp. А 1–А 8.

A3


7850 0,980 0,980 0,785

110

0,28

7200 0,245 0,451

100

0,27

2700 0,420 0,420 0,360

200

0,30

7850 0,950 0,950 0,726

Межа текучості σТ, ГПа

0,30

Межа міцності при Стисканні [σст], ГПа

200

Густина ρ, кг/м3

Коефіцієнт Пуассона μ

Сталь 40ХН ГОСТ 454371 Сірий чавун СЧ 20 ГОСТ 1412-85 Алюмінієвий сплав АЛ 4 ГОСТ 185393 Сталь 45 ГОСТ 105088 (термооброблена)

Модуль пружності Е, ГПа

Матеріал

Межа міцності при розтягуванні [σрозт], ГПа

Таблиця 2 – Механічні властивості матеріалів заготовки та елементів ВП

Діапазон частот коливань був вибраний із міркувань забезпечення охоплення трьох перших частот власних коливань усіх ВП, значення яких були одержані раніше. Максимальна третя частота власних коливань для ВП складеного з елементів системи УЗП, становила 9547 Гц, тому обираємо діапазон 0 - 104 Гц. Для діапазону частот коливань 0 - 104 Гц одержані АЧХ елементів ВП, виявлені до та зарезонансні режими. Попередні дослідження показали, що діапазон робочих частот процесу різання при обробці важеля не перевищує 100 Гц, що дозволяє обмежитися діапазоном 0 - 100 Гц на графіках АЧХ при визначенні величини переміщень. Для забезпечення однакових умов порівняльний аналіз величини переміщень проводимо на максимально можливій частоті, що може виникнути у процесі обробки – 100 Гц для всіх ВП. У результаті чисельного моделювання динаміки системи «ВП – заготовка» одержані значення амплітуд коливань і резонансних частот, зумовлених процесом різання. Визначені значення переміщень точок у зоні обробки для ВП типового та запропонованого ТП (табл. 3, рис. 2, 3).

а

A

б Рисунок 2 – Амплітудно-частотна характеристика при фрезеруванні бобишки головного отвору (матеріал важеля – сталь 40ХН) для: а – ВП, складеного з елементів комплекту УЗП; б – ВП, складеного з елементів системи УЗПП

A4

Технологія машинобудування, верстати та інструменти


а

б Рисунок 3 – Амплітудно-частотна характеристика при свердлінні бобишки головного отвору (матеріал важеля – сталь 40ХН) для: а – ВП, складеного з елементів комплекту УЗП; б – ВП, складеного з елементів системи УЗПП Таблиця 3 – Результати гармонічного аналізу Максимальна Технологічний амплітуда, мкм перехід, де виникають Матеріал Запронайбільші навантаважеля Типовий поноваження ТП ний ТП Фрезерування торця 40ХН 1,4 0,030 бобишки головного СЧ20 1,1 0,024 отвору АЛ4 1,4 0,022 Свердління головного 40ХН 24 1,7 отвору СЧ20 20 1,2 АЛ4 21 1,2 Фрезерування бобиш40ХН 1,2 0,89 ки допоміжного отвоСЧ20 1,2 0,77 ру, розташованого АЛ4 1,1 0,74 паралельно головному Свердління бобишки 40ХН 12 11,5 допоміжного отвору, СЧ20 11 09,4 розташованого параАЛ4 12 11,4 лельно головному Фрезерування бобишки допоміжного отво40ХН 1,4 1,3 ру, розташованого СЧ20 1,5 1,4 перпендикулярно до АЛ4 3,0 1,9 головного Свердління бобишки допоміжного отвору, 40ХН 16,1 15,3 розташованого перпе- СЧ20 18,2 17,9 ндикулярно до голов- АЛ4 15,1 14,5 ного

Амплітуди коливань, що виникають на всіх переходах механічної обробки у спеціальному ВП та ВП з елементів комплекту УЗП, більші, ніж у ВП системи УЗПП. Це свідчить, що за інших рівних умов відхилення розмірів, форми і взаємного розташування поверхонь деталі, що обробляється у ВП системи УЗПП, є меншими, що сприяє підвищенню точності обробки. Результати дослідження та порівняння динамічної жорсткості ВП для деяких переходів зведено в табл. 4. Дані табл. 4 свідчать, що динамічна жорсткість ВП з елементів системи УЗПП вища, ніж спеціального ВП, на 5 % та у 15 разів вища за жорсткість ВП, складеного з елементів УЗП, що забезпечує підвищення показників точності при обробці деталей типу важелів.

Journal of Engineering Sciences, Vol. 3, Issue 1 (2016), pp. А 1–А 8.

A A5


ВИСНОВКИ Аналіз динамічного стану елементів системи «ВП – заготовка» на прикладі механічної обробки деталей типу важелів за запропонованим ТП й режимами різання свідчить, що резонанс не виникає. Амплітуди коливань, що виникають при механічній обробці заготовки у ВП, складеному з елементів системи УЗПП, не перевищують допуски на обробку на відповідних переходах. Динамічна жорсткість ВП з елементів системи УЗПП вища, ніж ВП типового ТП, у 1,05 та 15 разів відповідно. Величини амплітуд коливань у ВП з елементів системи УЗПП менші у середньому на 0,01–0,02 мм, ніж у компонуваннях ВП типового ТП.

1,7 1,2 1,2 11,5 9,4 11,4 15,3 17,9 14,5

0,46 0,35 0,28 0,83 0,59 0,43 0,44 0,33 0,31

6,46 5,87 4,98 0,86 0,69 0,46 0,46 0,33 0,32

Збільшення жорсткості, разів

Типовий ТП

24 20 21 12 11 12 16 18 15

Запропонований ТП

1099 704 597 993 650 520 705 597 463

Типовий ТП

Свердління бобишки допоміжного отвору, розташованого паралельно головному Свердління бобишки допоміжного отвору, розташованого перпендикулярно до головного

40ХН СЧ20 АЛ4 40ХН СЧ20 АЛ4 40ХН СЧ20 АЛ4

Розрахункова динамічна жорсткість, 107 Н/мм

Запропонований ТП

Свердління головного отвору

Амплітуда динамічної складової сили різання, Н

Матеріал важеля

Таблиця 4 – Результати розрахунку динамічної жорсткості ВП Максимальна амплітуда переміщення точки, мкм Технологічний перехід

14,1 16,6 17,5 1,04 1,17 1,05 1,05 1,02 1,04

ПОДАЛЬШІ ДОСЛІДЖЕННЯ Для підтвердження ефективності розробленого технічного рішення планується проведення експериментальної перевірки результатів чисельного моделювання щодо визначення величин переміщень під дією статичного навантаження та амплітуд коливань у процесі механічної обробки з урахуванням динамічної складової сил та моментів різання. Також доцільним є проведення досліджень стійкості рівноважного положення елементів системи «ВП – заготовка» під дією зовнішніх сил.

Analysis of the dynamic state of the system «fixture – workpiece» V. О. Ivanov1), V. E. Karpus2), І. М. Dehtiarov3), І. V. Pavlenko4), Yiming (Kevin) Rong 5), 6) Sumy State University, 2, Rimsky Korsakov Str., Sumy, Ukraine, 40007 National Academy of National Guard of Ukraine, 3, Povvstanny avenue, Kharkiv, Ukraine, 61001 5) Worcester Polytechnic Institute, 100, Instituter Rd, Worcester, USA, 01609 6) South University of Science and Technology of China, 1088, Хueyuan Rd., Shenzhen, Guangdong, China, 518055 1), 3), 4) 2)

In this article the vibrations of the “fixture – workpiece” system arising during the cutting process at various manufacturing steps under machining of levers in different fixture systems were investigated by means of numerical simulation methods. The workpieces from different materials were investigated during modeling. The results of harmonic analysis showed that the dynamic stiffness of modular adjustable fixture is higher than the stiffness of the dedicated fixture and the modular fixture. The amplitude of the vibrations in the points of machining surfaces in the modular adjustable fixture does not exceed the tolerances on the manufacturing of lever. Keywords: fixture, modular adjustable fixture, “fixture – workpiece” system, frequency response, dynamic stiffness, numerical simulation, accuracy, lever.

A

A6

Технологія машинобудування, верстати та інструменти


Анализ динамического состояния системы «станочное приспособление – заготовка» В. А. Иванов1), В. Е. Карпусь2), И. М. Дегтярев3), И. В. Павленко4), Йиминг (Кевин) Ронг5), 6) Сумский государственный университет, ул. Римского-Корсакова, 2, Сумы, Украина, 40007 Национальная академия Национальной гвардии Украины, пл. Восстания, 3, Харьков, Украина, 61001 5) Вустерcкий политехнический институт, ул. Институтская, 100, Вустер, штат Массачусетс, США, 01609 6) Южный университет науки и технологий Китая, пл. Ксьюань, 1088, Шеньчжень, провинция Гуандун, Китай, 518055 1), 3), 4) 2)

В статье методами численного моделирования исследованы колебания системы «станочное приспособление – заготовка», возникающие в процессе резания на различных переходах при обработке рычагов в станочных приспособлениях различных систем. В процессе моделирования были исследованы заготовки из различных материалов. Результаты гармонического анализа показали, что динамическая жесткость станочного приспособления из элементов системы универсально-сборных переналаживаемых приспособлений выше, чем у специального станочного приспособления, и станочного приспособления, собранного из элементов системы универсально-сборных приспособлений. Амплитуда колебаний в местах обрабатываемых поверхностей в станочном приспособлении из элементов системы универсально-сборных переналаживаемых приспособлений не превышает допуски на изготовление рычага. Ключевые слова: станочное приспособление, универсально-сборное переналаживаемое приспособление, система «станочное приспособление – заготовка», амплитудно-частотная характеристика, динамическая жесткость, численное моделирование, точность, рычаг.

СПИСОК ВИКОРИСТАНИХ ДЖЕРЕЛ 1. Ряховский А. В. Разработка и внедрение комплекта унифицированной технологической оснастки для обработки корпусных деталей специзделий: дис. канд. техн. наук : 05.02.08 / Ряховский Алексей Владимирович. – Харків, 1996. – 135 с. 2. Іванов В. О. Вибір оптимальних компоновок верстатних пристроїв для верстатів з ЧПК: дис. канд. техн. наук : 05.02.08 / Іванов Віталій Олександрович. – Харків, 2010. – 239 с. 3. Hashemi H. A case-based reasoning for design of machining fixture / H. Hashemi, A. M. Shaharoum, et al. // International Journal of Manufacturing Technology, 2014. – Vol. 74. – P. 113–124. 4. Wang H. Computer aided fixture design: recent research and trends / H. Wang, Y. Rong, et al. // Computer-Aided Design, 2010. – Vol. 42 (12). – P. 1085–1094. 5. Карпусь В. Е. Обоснование выбора системы приспособлений в серийном производстве / В. Е. Карпусь, В. А. Иванов // Високі технології в машинобудуванні. – Харків : НТУ «ХПІ», 2008. – Вип. 1 (16). – С. 125–134. 6. Карпусь В. Е. Универсально-сборные переналаживаемые приспособления / В. Е. Карпусь, В. А. Иванов // Вестник машиностроения. – 2008. – № 11. – С. 46–50. 7. Karpus’ V. E. Universal-composite adjustable machine-tool attachments / V. E. Karpus’, V. A. Ivanov // Russian engineering research, 2008. – Vol. 28, No. 11. – P. 1077–1083. 8. Карпусь В. Є. Інтенсифікація процесів механічної обробки: монографія / В. Є. Карпусь, В. О. Іванов, та ін.; за ред. В. Є. Карпуся. – Суми : Сумський державний університет, 2012. – 436 с. 9. Іванов В. О. Технологія виготовлення автомобільних деталей складної форми / В. O. Іванов, В. Є. Карпусь, І. М. Дегтярьов, В. Р. Богдан // Збірник наукових праць Національної академії Національної гвардії України. – Х. : Національна академія Національної гвардії України, 2015. – Вип. 1 (25). – С. 85–90. 10. Пат. на корисну модель № 98925 Україна, МПК (2015) В23В 39/00. Переналагоджуваний установлювальнозатискний модуль для установлення деталей типу важелів / Іванов В. О., Дегтярьов І. М., Карпусь В. Є.

11. Kumbhar, N. Finite element modelling and analysis of workpiece-fixture system / N.Kumbhar, G. Patil, S. Mohite, M. Sutar // International journal of applied research in mechanical engineering. – 2012. – Vol. 2, Is. 2. 12. Cioata, V. The machining error due to contact deformation of workpiece-fixture system / V. Cioata, I. Kiss // ACTA Technical bulletin of engineering. – 2009. – P. 33–36. 13. Zheng, Y. Finite element analysis for fixture stiffness : PhD Thesis. – Worcester Polytechnic Institute, Worcester, MA, USA, 2005. 14. Moltagh H. E. Application of the armstrong friction model to study dynamic transient response in workpiece-fixture systems / H. E. Moltagh, М. Hamedi, M. Nikkhah-Bahramy // Journal of Engineering Manufacture. – 2004. – № 218. – Р. 737–747. 15. Li B. Fixture clamping force optimization and its impact on workpiece location accuracy / B. Li, S. N. Melkote // International Journal of Advanced Manufacturing Technology. – 2001. – № 17. – Р. 104–113. 16. Deng H. Analysis and synthesis of fixturing dynamicstability in machining accounting for material removal effect : PhD Thesis. – Georgia Institute of Technology, Atlanta, GA, USA, 2006. 17. Zhang X. M. Matrix perturbation method for predicting dynamic modal shapes of the workpiece in high-speed machining / X. M. Zhang, L. M. Zhu, H. Ding // Journal of Engineering Manufacture. – 2009. – № 144. – Р. 177–183. 18. Bakker O. J. Control of a workpiece holder with piezoelectric-mechanical actuation / O. J. Bakker, A. Popov, S. Ratchev // Journal of Machine Engineering. – 2008. – № 8. – Р. 17–28. 19. Bakker O. J. Investigation into feedback control of partfixture systems undergoing dynamic machining forces / O. J. Bakker, A. Popov, S. Ratchev // Proceedings of ISMA 2008. – 2008. – Р. 131–140. 20. Bakker O. J. Fixture control by hydraulic actuation using a reduced workpiece model / O. J. Bakker, A. Popov, S. Ratchev // Journal of Engineering Manufacture. – 2009. – № 223. – Р. 1553–1566. 21. Bakker O. J. Model-based control of an advanced actuated

Journal of Engineering Sciences, Vol. 3, Issue 1 (2016), pp. А 1–А 8.

A7

A


part-fixture system / O. J. Bakker, A. Popov, S. Ratchev // ASME 2009 International Manufacturing Science and Engineering Conference. – 2009. – Vol. 1. – P. 381–393. 22. Papastathis T. N. et. al. Development of a reconfigurable fixture for the automated assembly and disassembly of high pressure rotors for rolls-royce aero engines / T. N. Papastathis. // Proceedings of the International Precision Assembly Seminar. – 2010. – Р. 283–289. 23. Papastathis T. N. et. al. Dynamics model of active fixturing systems for thin- walled parts under moving loads / T. N. Papastathis // International Journal of Advanced Manufacturing Technology. – 2012. – № 9. – Р. 1233–1247. 24. Микитянский В. В. Анализ динамической точности станочных приспособлений / В. В. Микитянский, Л. М. Микитянская // Вестник АГТУ. – 2006. – № 1. – С. 158–168. 25. Микитянский В. В. Оптимизация параметров станочных приспособлений по точностным критериям / В. В. Ми-

китянский, Л. М. Микитянская // Вестник АГТУ. – 2008. – № 2. – С. 74–78. 26. Зарипов Р. Н. Постановка задач исследования динамики станочных приспособлений на характеристики всей технологической системы / Р. Н. Зарипов // Машиностроение. – 2003. – № 3. – С. 18–24. 27. Іванов В. О. Чисельне моделювання верстатних пристроїв для механічної обробки деталей типу важелів / В. О. Іванов, В. Є. Карпусь та ін. // Вісник НТУ «ХПІ». – 2015. – № 4. – С. 108–113. 28. Ильицкий В. Б. Станочные приспособления. Конструкторско–технологическое обеспечение эксплуатационных свойств / В. Б. Ильицкий, В. В. Микитянский и др. - М. : Машиностроение, 1989. – 208 с.

REFERENCES

A

1. Rjahovskij, A. V. (1996) Razrabotka i vnedrenie komplekta unificirovannoj tehnologicheskoj osnastki dlja obrabotki korpusnyh detalej specizdelij [Development and implementation of a unified set of technological equipment for machining of prismatic parts of special products] Candidate’s thesis. Kharkіv [in Russian]. 2. Ivanov, V. O. (2010) Vybir optymalnyh komponovok verstatnyh prystroyiv dlya verstativ z ChPK [The choice of optimal fixtures for CNC machine tools] Candidate’s thesis. Kharkіv [in Ukrainian]. 3. Hashemi H., & Shaharoum A. M. et al. (2014). International journal of manufacturing technology. Vol. 74. P. 113–124. 4. Wang H., & Rong Y. et al. (2010). Computer-Aided Design. Vol. 42 (12). P. 1085–1094. 5. Karpus V. E., & Ivanov V. A. et al. (2008). Obosnovanie vybora sistemy prisposoblenij v serijnom proizvodstve [Justification of the choice of fixture system in batch manufacturing]. Visokі tehnologіi v mashinobuduvannі – High technologies in mechanical engineering, Vol. 1 (16), 125–134 [in Russian]. 6. Karpus V. E., & Ivanov V. A. (2008). Universalno-sbornye perenalazhivaemye prisposoblenija [Modular adjustable fixtures]. Vestnik mashinostroenija – Journal of Mechanical Engineering. Vol. 11, 46–50 [in Russian]. 7. Karpus’ V. E., & Ivanov V. A. (2008). Russian engineering research. Vol. 28. P. 1077–1083. 8. Karpus V. E., & Іvanov V. O. et al. (2012). Іntensifіkacіja procesіv mehanіchnoy obrobki [Intensification of manufacturing processes]. Sumi: SSU [in Ukrainian]. 9. Іvanov V. O., Karpus V. E., Dehtiarov І. M., Bohdan V. R. (2015). Tehnologіja vigotovlennja avtomobіl'nih detalej skladnoi formi [Manufacturing technology of automobile complex parts]. Zbіrnik naukovih prac' Nacіonal'noi akademіi Nacіonal'noi gvardіi Ukraini – Proceedings of the National Academy of the National Guard of Ukraine. Vol. 1 (25), 85–90 [in Ukrainian]. 10. Іvanov V. O., Dehtiarov І. M., Karpus V. E. (2015). Perenalagodzhuvanij ustanovljuval'no-zatisknij modul' dlja ustanovlennja detalej tipu vazhelіv [Adjustable locating-andclamping module for levers setting]. Pat. na korisnu model № 98925 Ukraina, MPK (2015) B23B 39/00. 11. Kumbhar, N. Patil, G., Mohite, S., & Sutar M. (2012). International journal of applied research in mechanical engineering. Vol. 2, Issue 2. 12. Cioata, V., & Kiss I. (2009). ACTA Technical Bulletin of Engineering. P. 33–36. 13. Zheng, Y. (2005). Finite element analysis for fixture stiffness. Doctor’s thesis. Worcester.

A8

14. Moltagh, H. E., Hamedi М., & Nikkhah-Bahramy M. (2004). Journal of engineering manufacture. Vol.º218. Р. 737– 747. 15. Li, B., & Melkote S. N. (2001) International journal of advanced manufacturing technology. Vol. 17. Р. 104–113. 16. Deng, H. (2006). Analysis and synthesis of fixturing dynamicstability in machining accounting for material removal effect. Doctor’s thesis. Atlanta. 17. Zhang, X. M., Zhu L. M., & Ding H. (2009). Journal of engineering manufacture. Vol. 144. Р. 177–183. 18. Bakker, O. J., Popov A., Ratchev S. (2008). Journal of machine engineering. Vol. 8. Р. 17–28. 19. Bakker, O. J., Popov A., & Ratchev S. (2008). Proceedings of ISMA’08. P. 131–140. 20. Bakker, O. J., Popov A., & Ratchev S. (2009). Journal of engineering manufacture. Vol. 223. Р. 1553–1566. 21. Bakker, O. J., Popov A., & Ratchev S. (2009). International manufacturing science and engineering conference. P. 381– 393. 22. Papastathis, T. N. et al. (2010). Proceedings of the international precision assembly seminar. Р. 283–289. 23. Papastathis, T. N. et al. (2012). International journal of advanced manufacturing technology. Vol. 9. Р. 1233–1247. 24. Mikitjanskij, V. V., & Mikitjanskaja L. M. (2006) Analiz dinamicheskoj tochnosti stanochnyh prisposoblenij [Dynamic accuracy analysis of fixtures] Vestnik AGTU – Journal of AGTU Vol. 1, 158–168 [in Russian]. 25. Mikitjanskij, V. V., & Mikitjanskaja L. M. (2008). Optimizacija parametrov stanochnyh prisposoblenij po tochnostnym kriterijam [Optimization of parameters of fixtures based on accuracy criteria]. Vestnik AGTU – Journal of AGTU Vol. 2, 74–78 [in Russian]. 26. Zaripov, R. N. (2003). Postanovka zadach issledovanija dinamiki stanochnyh prisposoblenij na harakteristiki vsej tehnologicheskoj sistemy [Problem formulation of fixture dynamics investigation on the characteristics of the whole technological system]. Mashinostroenie – Mechanical engineering Vol. 3, 18–24 [in Russian]. 27. Іvanov V. O., & Karpus V. E., et al. (2015). Chyselne modelyuvannya verstatnyx prystroyiv dlya mexanichnoyi obrobky detalej typu vazheliv [Numerical simulation of fixtures for machining parts such as levers]. Visnyk NTU KhPI – Vestnik NTU KhPI Vol. 4, 108–113 [in Ukrainian]. 28. Ilickij, V. B., & Mikitjanskij V. V., et al. (1989). Stanochnye prisposoblenija. Konstruktorsko–tehnologicheskoe obespechenie jekspluatacionnyh svojstv [Fixtures. Design and technological assurance of operational properties]. Moscow: Mashinostroenie [in Russian].

Технологія машинобудування, верстати та інструменти


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

http://jes.sumdu.edu.ua/ Том 3, № 1 (2016) УДК 621.923

Теоретичні дослідження лінійних параметрів зони контакту різальної поверхні круга із деталлю та увігнутості при плоскому торцевому шліфуванні з нахилом осі шпинделя І. М. Пижов1), В. Г. Клименко2) 1) Національний технічний університет «Харківський політехнічний інститут», вул. Фрунзе, 21, м. Харкiв, Україна, 61002; 2) Полтавський національний технічний університет ім. Юрія Кондратюка, Першотравневий проспект, 24, м. Полтава, Україна, 36011

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

12 January 2015 25 February 2016 05 March 2015

Correspondent Author's Address: diamet@inbox.ru 2) klim_poltava@mail.ru

1)

Виконано теоретичні дослідження, що дозволили одержати аналітичні залежності, які пов’язують такі параметри зони контакту різальної поверхні круга з деталлю, як довжина, ширина, довжини дуги та відхилення форми плоскої поверхні в умовах плоского торцевого шліфування з попереднім нахилом осі шпинделя. Установлено роль у цьому процесі таких факторів, як кут попереднього нахилу осі шпинделя, глибину шліфування та діаметр круга. Це дає можливість коректного визначення величини поперечної подачі (при багатопрохідній схемі обробки) яка, як відомо, повинна узгоджуватися зі значенням ширини контакту різальної поверхні круга з деталлю. Це гарантовано забезпечує відсутність на обробленій поверхні ділянок, які не зачепить круг. При шліфуванні «на прохід» одержані теоретичні залежності дають можливість визначати умови обробки з урахуванням допустимого значення відхилення форми плоскої поверхні. Все це дозволяє удосконалити процес плоского торцевого шліфування і тим самим розширити його технологічні можливості. Ключові слова: зона контакту, параметри зони контакту, кут нахилу осі шпинделя, глибина шліфування, діаметр круга, увігнутість.

ВСТУП Перспективність плоскої схеми шліфування підтверджується тим, що значна кількість деталей у машинобудуванні мають плоскі поверхні [1] і підлягають різним видам обробки (обдирне, попереднє, чистове і прецизійне) на плоскошліфувальних верстатах. Значне місце у цьому процесі займає плоске торцеве шліфування, яке має низку переваг порівняно зі схемою, яка базується на застосуванні периферійних шліфувальних кругів [2-5]. Процес плоского торцевого шліфування, що виконується як на верстатах із вертикальним, так і з горизонтальним розміщенням шпинделя, може бути реалізований як на «прохід», так і за багатопрохідною схемою обробки. Ці схеми мають особливості, які необхідно враховувати при розробленні технологічних операцій плоского шліфування.

бути здійснений як за звичайною ( S под . зв . ), так і гли-

ПОСТАНОВКА ПРОБЛЕМИ ТА АНАЛІЗ ОСТАННІХ ДОСЛІДЖЕНЬ ТА ПУБЛІКАЦІЙ Одним із підходів, що забезпечує зменшення ступеня нагрівання, а отже, і деформації оброблюваної заготовки при шліфуванні (особливо зі збільшеними глибинами обробки) за рахунок зменшення площі контакту різальної поверхні круга (РПК) із деталлю, є попередній нахил осі шпинделя на кут  [2-5]. Залежно від напрямку поздовжньої подачі процес може

У цій роботі розглядається глибинна схема хоча багато зроблених висновків стосується і звичайної схеми. Нахил осі шпинделя на кут  (рис. 1) призводить до зміни низки параметрів зони контакту РПК із деталлю, а також впливає на формоутворення оброблювальної поверхні виробу. До параметрів зони контакту при застосуванні глибинної схеми можна віднести (рис. 2) довжину W  , довжину дуги L та ширину B контакту РПК із деталлю, а також висоту залишкових гребінців (у даній статті це питання не

бинною ( S под .гл . ) схемами.

Рисунок 1 – Схема плоского торцевого шліфування з нахилом осі шпинделя: 1 – торцевий круг; 2 – деталь

Journal of Engineering Sciences, Vol. 3, Issue 1 (2016), pp. А 9–А 14.

A9

A


розглядається) та увігнутість  (як окремий випадок відхилення від площинності).

разі, коли вісь шпинделя має нахил на кут . Як видно з рисунку 2, довжина W  залежить від глибини шліфування t та кута  . У міру збільшення значення кута  при незмінній глибині різання t частина РПК, яка буде контактувати з деталлю, зменшується за законом W' 

t . sin 

(1)

Дослідження ширини контакту РПК з деталлю Ширина B  , по суті, є технологічним параметром зони контакту РПК з деталлю. Вона, як було показано у праці [6], є визначальним фактором для встановлення потрібної величини поперечної подачі при багатопрохідному торцевому шліфуванні з попереднім нахилом осі шпинделя та в інших випадках. Для установлення аналітичних залежностей, які пов’язують B  та L з умовами обробки, скористаємося рисунком 2. Розрахунки проводили, припускаючи, що значення довжини контакту W  не перевищує половини діаметра круга. На рисунку 2 б (вид А) показано еліпс як проекцію на горизонтальну площину окружності, що нахилена під кутом  (рис. 2 а) [7]. Відрізки FN та FK являють собою ширину ( B  ) та половину ширини ( B  / 2 ) контакту РПК із деталлю відповідно. Із прямокутного трикутника EFK маємо, що: Рисунок 2 – Схема для розрахунку параметрів зони контакту РПК із деталлю Для визначення площі контакту круга з деталлю потрібно знати як ширину, так і довжину контакту РПК з оброблювальною поверхнею. Для витримування технічних вимог креслення щодо відхилення від площинності (увігнутість) треба знати, як вона залежить від умов обробки. Аналіз літературних джерел інформації в цьому напрямку стосовно процесу плоского торцевого шліфування з попереднім нахилом осі шпинделя показав, що вони практично відсутні. Тому результати досліджень, наведені у цій роботі, можна вважати вперше зробленими і актуальними. МЕТА ДОСЛІДЖЕНЬ Метою досліджень є встановлення теоретичних залежностей для розрахунку лінійних параметрів зони контакту РПК із деталлю та увігнутості при плоскому торцевому шліфуванні з попереднім нахилом осі шпинделя. ОСНОВНІ МАТЕРІАЛИ ДОСЛІДЖЕНЬ Поставлене завдання вирішене нами шляхом теоретичних досліджень. Правильність одержаних аналітичних залежностей перевіряли шляхом комп’ютерного геометричного моделювання [6].

A

Дослідження довжини контакту РПК із деталлю Аналіз показує, що параметри зони контакту круга з деталлю визначається в основному трьома факторами: кутом нахилу круга , глибиною шліфування t і діаметром круга dk (рис. 2). На ньому показа-

FK 

(2)

Для визначення відрізка FK скористаємося канонічним рівнянням еліпса [7]: x2 y 2  1 , a2 b2 де x та y координати точки F (рис. 2 б).

У нашому випадку x  FK 

(3)

B , а y  EK . Тоді рів2

няння (3) буде мати вигляд FK 2 EK 2  1. EM 2 EH 2

(4)

Як бачимо з рисунка (рис. 2 б), більша піввісь еліпса ( EM ) має довжину, що дорівнює половині d діаметру круга, тобто EM  k . У той самий час 2 відрізок EH являє собою меншу піввісь еліпса і може бути визначений із прямокутного трикутника AOB (рис. 2 а) як EH 

OB dk   cos  . 2 2

(5)

На основі рівняння (4) з урахуванням (5) маємо, що

на схема контакту торцевого круга 1 з деталлю 2 у A 10

B  EF 2  EK 2 . 2

Технологія машинобудування, верстати та інструменти


B 2 4  EK 2  2 1 . 2 d k d k  cos 2 

(6)

Відрізок EK можна визначити так

EK  EH  KH .

(7)

У свою чергу, відрізок KH може бути визначений з прямокутного трикутника COD : KH  OD  W   cos  

t t  cos   sin  tg 

.

(8)

Підставляючи вирази (5) та (8) у формули (7) знаходимо відрізок EK : EK 

dk 2

 cos  

t , tg 

(9)

Враховуючи вираз (9), рівняння (6) можна записати як

B 2 1 d k2

4(

dk t 2  cos   ) 2 tg . d k2  cos 2 

(10)

Наведені дані, по-перше, підтверджують правильність аналітичних формул (у цьому разі залежності (12), а, по-друге, свідчать про достатньо високу точність ступеневих залежностей, одержаних шляхом математичної обробки даних комп’ютерного геометричного моделювання [6] (похибка не перевищує 3 %). Дослідження довжини дуги контакту РПК із деталлю Довжину L дуги контакту РПК із деталлю необхідно вважати фізичним параметром процесу. Параметри L та W  зони контакту РПК із деталлю визначають площу контакту різальної поверхні круга з оброблювальною деталлю [8]. Для установлення  аналітичної залежності довжини L дуги FN (рис. 2. б) контакту РПК із деталлю скористаємося наближеною формулою Гюйгенса [9]. Для нашого випадку вона має вигляд  1 L  FN  2  FH  (2  FH  FN ) . 3

Тут відрізок FN являє собою хорду, величина якої дорівнює ширині контакту РПК із деталлю, тобто

Розкриваючи це рівняння маємо: dk t 2   4  ( 2  cos   tg ) B2  1  d k 2  co s 2   

    dk 2 .  

FN  B  .

(11)

(14)

Із прямокутного трикутника FKH можна записати, що FH 2  FK 2  KH 2 .

Кінцевий стан рівняння (11) має вигляд У свою чергу маємо, що 4( 2

B  d k   dk 2  4  (

dk t 2  cos   ) 2 tg  co s 2  .

(13)

AC 

(15) FN B  , а 2 2

t . tg Після підставлення цих виразів у формулу (15) маємо: KH=OD =

(12)

dk t 2  ) 2 sin 

Розрахунки значень ширини контакту B за формулою (12) показали, що вони збігаються з даними, одержаними шляхом геометричного комп’ютерного моделювання [6]. У таблиці наведено фрагмент порівняльних даних за різними способам визначення ширини зони контакту РПК із деталлю. Таблиця 1 - Порівняльні дані за різними способами визначення факторів  0,05 0,25 1 1,5 2,75 Bкм 280,25 133,45 67,46 55,15 40,78 , мм Bсз 281,05 129,80 66,72 54,92 41,06 , мм Bаз 280,25 133,45 67,46 55,15 40,78 , мм  Bкм – комп’ютерне моделювання; Bсз – ступенева залежність [6]; Bаз – аналітична залежність (12).

FH 2  (

B 2 t 2 ) ( ) . 2 tg

FH 

B 2 t2  2 . 4 tg 

Або:

(16)

Після підставлення виразів (14) та (16) у формулу (13) остаточно одержуємо L  2

B 2 t2 2 B 2 t2 B  2 (   2  ). 4 3 4 3 tg  tg 

(17)

У подальшому одержані теоретичні залежності для визначення лінійних параметрів зони контакту РПК із деталлю можна буде використовувати для аналітичного визначення площі контакту РПК із

Загальні умови обробки: d k = 400 мм; t = 0,05 мм Journal of Engineering Sciences, Vol. 3, Issue 1 (2016), pp. А 9–А 14.

A 11

A


деталлю в умовах шліфування з попереднім нахилом осі шпинделя. Аналітичне визначення відхилення форми плоскої поверхні Одним з істотних недоліків схеми плоского торцевого шліфування з попереднім нахилом осі шпинделя є те, що на плоскій поверхні деталі неминуче формуються відхилення форми [2, 3]. За цих умов через особливості кінематики має місце окремий випадок відхилення від площинності – увігнутість (  ). Аналіз джерел інформації показав відсутність на цей час досліджень, пов’язаних з особливостями формування відхилень форми плоских поверхонь за такої схеми обробки. Не врахування цього факту може призвести до значного відсотка браку виробів. При шліфуванні «на прохід» для технолога найбільш важливо знати значення увігнутості на тому етапі обробки, коли круг повністю контактує з поверхнею деталі (по ширині B ). І чим більша ширина оброблювальної поверхні, тим більші значення відхилення від площинності будуть мати місце. У своїх дослідженнях ми враховували той факт, що для забезпечення технічних вимог щодо відхилення від площинності потрібно мати чітко визначену величину кута нахилу  , причому з урахуванням того, що на відхилення форми плоскої поверхні, крім нього мають вплив й інші фактори. До них відносяться зовнішній діаметр торцевого круга dk , а також ширина оброблювальної поверхні деталі B . Це можна вважати особливістю процесу, що розглядається, бо у разі обробки без нахилу осі шпинделя теоретично останні два параметри не впливають на відхилення форми. На рисунку 3 (вид. Б, див. рис. 2 а) наведено схему утворення відхилення від площинності  у процесі плоского торцевого шліфування на прохід (симетрична схема обробки) [10].

рівнює значенню i . При цьому довжина дуги контакту РПК з поверхнею деталі також поступово зростає (від L1 до Li ). У разі, коли РПК почне контактувати з деталлю по всій ширині оброблювальної   B ), маємо, що    max  const , а поверхні ( Bmax L  Lmax  const .

Тобто, чим більша ширина обробки B (при сталих значеннях інших параметрів), тим більше й відхилення  . Аналіз схеми обробки показує, що увігнутість є функцією декількох параметрів:   f (, dk , B ) .

Для виведення аналітичної залежності, яка пов’язує  із зазначеними параметрами скористаємося рисунком 2. При цьому маємо на увазі, що відрізок CD являє собою не одиничну, а сумарну глибину  обробки (з моменту, коли РПК зачепить поверхню деталі по всій ширині), а, отже, B   B . Тобто в нашому випадку   CD . Тоді можна записати, що   OD  tg  .

(18)

У свою чергу, маємо, що

OD  KH  EH  EK .

(19)

З трикутника AOB випливає, що EH 

OB dk   cos  . 2 2

(20)

Для визначення відрізка EK скористаємося канонічним рівнянням еліпса (3): x2 y 2  1 , a2 b2 де x та y координати точки F . B , а y  EK , а менша 2 піввісь еліпса може бути виражена через більшу як b  a  cos  (рис. 2).

У нашому випадку x  FK 

Тоді канонічне рівняння буде мати вигляд B2 EK 2  1 , 4  a 2 a 2  cos 2 

або Рисунок 3 – Схема утворення відхилення від площинності  при плоскому торцевому шліфуванні

A

Як бачимо з рисунка, при першому проході  дорівнює глибині шліфування, тобто 1  t . Надалі,

EK  (1 

Розкриваючи це рівняння з урахуванням того, що d a  k , маємо 2

у міру здійснення декількох проходів з глибиною шліфування t , величина  поступово зростає і доA 12

B2 )  a 2  cos 2  . 4  a2

Технологія машинобудування, верстати та інструменти


EK  (1 

B 2 d k2 )   cos 2  . d k2 4

(21)

су виготовлення виробу. Мається на увазі те, що цей факт потрібно враховувати при розрахунку припусків для чистової прецизійної стадій шліфування:

На підставі рівняння (19) з урахуванням (20) та (21) маємо, що OD 

dk 2

B 2 dk )   cos2  . dk2 4

(22)

  2 B2 d d     k  cos   (1  2 )  k  cos2    tg  . 4 2  dk   Після спрощення маємо кінцевий стан рівняння для визначення увігнутості: dk 2

2

 sin   (1 

B 2 dk )   sin 2  . dk2 4

(23)

При цьому довжину дуги контакту РПК із деталлю можна визначити за формулою (17), взявши до уваги той факт, що t   , а B   B L  2 

max t

.

(25)

2

 cos   (1 

З урахування (22) рівняння (18) буде мати вигляд



i

B2 2 1 B2 2  2   (2   2  B) . 4 3 4 tg  tg 

(24)

Необхідно зазначити, що знання такого параметра процесу обробки, як відхилення від площинності, має важливе практичне значення під час розроблення технологічних операцій плоского торцевого шліфування у складі конкретного технологічного проце-

Тобто вираз (25) дозволяє технологу визначити кількість проходів ( i ) із глибиною t на етапі чистової обробки для забезпечення технічних вимог креслення щодо відхилення від площинності [10]. На закінчення необхідно зазначити, що розбіжності між розрахунковими даними і результатами комп’ютерного моделювання не перевищують 1 % навіть для тих параметрів, при визначенні яких використовували наближені формули. ВИСНОВКИ 1. Одержані аналітичні залежності, підтверджені результатами комп’ютерного геометричного моделювання, можуть бути використані для розрахунків довжини, ширини та довжини дуги контакту РПК із деталлю, а також увігнутості плоскої поверхні деталі. 2. Дослідження підтвердили правомірність використання на практиці ступеневих залежностей, одержаних раніше, але порівняно з ними аналітичні залежності дають більш точні результати у зоні малих кутів попереднього нахилу осі шпинделя   0,50 . 3. Одержані залежності для визначення увігнутості мають важливе значення при розрахунку припусків для чистової та прецизійної стадій шліфування. 4. У подальшому одержані залежності можуть бути використані для аналітичного визначення площі контакту РПК із деталлю.

Theoretical research of some parameters of contact area of wheel cutting surface and workpiece at flat face grinding with preliminary inclination of spindle axis Ivan N. Pyzhov1), Vitally G. Klimenko2) National Technical University "Kharkiv Polytechnic Institute", 21, Frunze Str., Kharkiv, Ukraine, 61002; Poltava National Technical Yuri Kondratyuk University, 24, Pershotravnevyi avenue, Poltava, Ukraine, 36011. 1) 2)

Theoretical researches that have made it possible to obtain the analytical dependences connecting the parameters of contact area of wheel cutting surface such as length, width, arc length, form deviation of flat surface and workpiece under conditions of flat face grinding with preliminary inclination of spindle axis have been carried out. The paper shows the role of the angle of preliminary inclination of spindle axis, grinding depth and the wheel diameter in the grinding process. It allows correctly determining the value of the transverse feed (in multiple-pass processing) which, as it is known, should be conformed to the value of the contact width of the wheel cutting surface and workpiece. It guarantees that on the machined surface there will be no areas unaffected by the wheel. In case of through grinding the obtained theoretical dependences help to determine the processing conditions, taking into account the allowable values of form deviation of flat surface. All this makes it possible to improve the process of flat face grinding and thereby expand its technological capabilities. Keywords: contact zone, the parameters of the contact zone, the angle of the spindle axis, grinding depth, diameter of a circle, concavity.

Journal of Engineering Sciences, Vol. 3, Issue 1 (2016), pp. А 9–А 14.

A A 13


Теоретические исследования некоторых параметров зоны контакта режущей поверхности круга с деталью при плоском торцовом шлифовании с наклоном оси шпинделя И. Н. Пыжов1), В. Г. Клименко2) 1) Национальный технический университет «Харьковский политехнический институт», ул. Фрунзе, 21, г. Харьков, Украина, 61002; 2) Полтавский национальный технический университет им. Юрия Кондратюка, Первомайский проспект, 24, г. Полтава, Украина, 36011

Выполнены теоретические исследования, позволившие получить аналитические зависимости, связывающие такие параметры зоны контакта режущей поверхности круга (РПК) с деталью как длина, ширина, длина дуги и отклонение формы плоской поверхности в условиях плоского торцевого шлифования с предварительным наклоном оси шпинделя. Установлена роль в этом процессе таких факторов, как угол предварительного наклона оси шпинделя, глубина шлифования и диаметр круга. Это дает возможность корректного определения величины поперечной подачи (при много проходной схеме обработки), которая, как известно, должна согласовываться со значением ширины контакта режущей поверхности круга с деталью. Это гарантированно обеспечивает отсутствие на обработанной поверхности участков, которые будут оставаться незатронутыми кругом. При шлифовании «на проход» полученные теоретические зависимости дают возможность определять условия обработки с учетом допустимого значения отклонения формы плоской поверхности. Все это позволяет усовершенствовать процесс плоского торцевого шлифования и тем самым расширить его технологические возможности. Ключевые слова: зона контакта, параметры зоны контакта, угол наклона оси шпинделя, глубина шлифования, диаметр круга, вогнутость.

СПИСОК ВИКОРИСТАНИХ ДЖЕРЕЛ 1. Маталин А. А. Технология машиностроения / А. А. Маталин. - Л. : Машиностроение, 1985. - 496 с. 2. Лурье Г. Б. Шлифовальные станки и их наладка / Г. Б. Лурье, В. Н. Комиссаржевская. – М. : Высшая школа, 1972. – 416 с. 3. Наерман М. С. Справочник молодого шлифовщика. / М. С. Наерман. - М. : Высшая школа, 1985. - 207 с. 4. Лоскутов В. В. Шлифовальные станки / В. В. Лоскутов. - М. : Машиностроение. - 1976. – 191 с. 5. Справочник технолога машиностроителя: в 2 т. Т. 1 / под ред. А. М. Дальского, А. Г. Суслова, А. Г. Косиловой, Р. К. Мещерякова. – 5-е изд., исправл. – М. : Машиностроение-1, 2003. – 944 с. 6. Пижов І. М. Дослідження ширини контакту різальної поверхні круга з деталлю при плоскому торцевому шліфуванні з нахилом осі шпинделя / І. М. Пижов, В. Г. Клименко // Журнал інженерних наук : наук. журн. / Сум. держ. ун-т. – Суми : Вид-во СумДУ, 2015. – Т. 2,

№ 1. - С. А10 - А15. 7. Александров П. С. Лекции по аналитической геометрии / П. С. Александров. - М. : Главная редакция физматлитературы, 1968. - 911 с. 8. Пижов І. М. Дослідження площі контакту різальної поверхні круга з деталлю при плоскому торцевому шліфуванні з попереднім нахилом осі шпинделя / І. М. Пижов, В. Г. Клименко // Журнал інженерних наук : наук. журн. / Сум. держ. ун-т. – Суми : Вид-во СумДУ. 2015. – Т. 2. № 2. - С. А1 - А6. 9. Выгодский М. Я. Справочник по элементарной математике / М. Я. Выгодский. - М. : АСТ: Астрель, 2006. - 509 с. 10. Пижов І. Н. Дослідження особливостей формування відхилень від площинності при плоскому торцевому шліфуванні / І. М. Пижов, В. Г. Клименко // Вісник СевНТУ: зб. наук. пр. Серія: Машиноприладобудування та транспорт. - Севастополь, 2014. Вип. 151/2014. - С. 134 - 139.

REFERENCES

A

1. Matalin, A. A. (1985). Tehnologiya mashinostroeniya [Mechanical Engineering Technology]. Moskva. Mashinostroenie (in Russian). 2. Lur'e, G. B., & Komissarzhevskaya V.N. (1972). Shlifoval'nye stanki i ih naladka [Grinding machines and their adjustment]. Moskva. Vysshaya shkola (in Russian). 3. Naerman, M. S. (1985). Spravochnik molodogo shlifovshchika [Handbook for beginners in grinding]. Moskva. Vysshaya shkola (in Russian). 4. Loskutov, V. V. (1976). Shlifoval'nye stanki [Grinding machines]. Moskva. Mashinostroenie (in Russian). 5. Dal'skij, A. M., Suslova, A. G., Kosilova, A. G., & Mesheryakov, R. K. (2003). Spravochnik tehnologa mashinostroitelya [Manual Machinist technologist]. Moskva. Mashinostroenie-1 (in Russian). 6. Pizhov, I. M. & Klimenko, V. G., (2015). Doslidzhennya shirini kontaktu rizal'noyi poverhni krugu z detallyu pri ploskomu tortsevomu shlifuvanni z nahilom osi shpindelyu [Research width of the contact surface of the cutting circle of detail in the flat face of the grinding spindle axis tilt]. Zhurnal inzhenernyh nauk.- Journal of Engineering: Scientific Journal. Sumi. Tom 2. № 1. A10-A15(in Ukrainian).

A 14

7. Aleksandrov P. S. (1968). Lektsii po analiticheskoj geometrii [Lectures on analytical geometry]. Moskva. Glavnaya redaktsiya fizmatliteratury (in Russian). 8. Pizhov, I. M. & Klimenko, V. G., (2015). Doslidzhennya ploshi kontaktu rizal'noyi poverhni krugu z detallyu pri ploskomu tortsevomu shlifuvanni z poperednim nahilom osi shpindelya [Research contact area of the cutting surface of circle detail flat at the previous face grinding spindle axis tilt]. Zhurnal inzhenernyh nauk.- Journal of Engineering: Scientific Journal. Sumi. Tom 2. № 2. A1-A6 (in Ukrainian). 9. Vygodskij, M. Ya. (2006). Spravochnik po elementarnoj matematike [Handbook of elementary mathematics]. Moskva. AST: Astrel (in Russian). 10. Pizhov, I. N., & Klimenko, V. G. (2014). Doslidzhennya osoblivostej formuvannya vidhilen' vid ploshinnosti pri ploskomu tortsevomu shlifuvanni [Investigation of the features of formation of flatness for flat face grinding]. Visnik SevNTU. Seriya: Mashinopriladobuduvannya ta transport: sbornik nauchnyh trudov. - Bulletin of the SevNTU. Series: mechanical engineering and transport: collection of scientific papers. Sevastopol'. 151/2014. 134-139 (in Ukrainian).

Технологія машинобудування, верстати та інструменти


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

http://jes.sumdu.edu.ua/ Том 3, № 1 (2016) УДК 621.787

Новый подход в профилировании фасонных резцов С. В. Швец1) 1)

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

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

11 February 2016 18 Mart 2016 22 Mart 2016

Correspondent Author's Address: shvets46@yandex.ru

1)

В условиях использования современных вычислительных средств актуальным становится наличие единого алгоритма, независимого от геометрических параметров детали и требуемого типа резца. Исходя из этого, предложена единая математическая модель, обобщающая известные ранее подходы при проектировании различных типов резцов. Исходными данными для расчета являются количество узловых точек на поверхности детали, значения переднего и заднего углов, диаметры детали в каждой узловой точке поверхности и осевые расстояния узловых точек от торца, выбранного за базу. Тип резца на алгоритм расчета не влияет. Графическое профилирование проще, понятнее и нагляднее выполнять на 3D-модели. Процесс профилирования основан на определении исходной инструментальной поверхности и характеристики. Сравнение результатов аналитического и графического профилирования фасонного резца показывает полное совпадение во всех узловых точках, что подтверждает адекватность математической модели и алгоритма графического профилирования. Ключові слова: тип резца, алгоритм расчета, математическая модель, характеристика, 3D-модель.

ВВЕДЕНИЕ Фасонные резцы применяются для обработки тел вращения с различной формой образующей, используются в основном в крупносерийном и массовом производствах на токарных и револьверных станках. Они обеспечивают идентичность формы, точность размеров деталей, так как эти параметры в большей мере зависят от точности изготовления резца. Благодаря одновременной обработке всех участков фасонного профиля детали фасонные резцы обеспечивают высокую производительность обработки. Современная методика проектирования фасонных резцов [1–4] основана на получении профиля задней поверхности по известному осевому профилю детали с последующей конструктивной доработкой в зависимости от условий эксплуатации и формы присоединительной поверхности. При этом главной задачей является профилирование – определение его профиля в плоскости, нормальной к задней поверхности. Используются графическое и аналитическое профилирования. При графическом профилировании профиль устанавливается с помощью положений начертательной геометрии. Сначала создается чертеж детали (вид сбоку и вид сверху); на виде сбоку строят проекцию режущей кромки; на том же виде сбоку строят проекцию задней поверхности резца; рассекают проекцию

задней поверхности резца нормальной плоскостью; строят профиль задней поверхности резца [1–4]. Фасонные резцы могут быть круглыми, призматическими и стержневыми. В зависимости от типа резца (круглый, призматический, λ = 0, λ ≠ 0) перечень и количество действий, позволяющих выполнить каждый из пунктов указанной последовательности, отличаются, при том что название пунктов остается неизменным. Аналитическое профилирование заключается в расчете координат узловых точек профиля резца в Декартовой системе с началом в характерной (базовой) точке. Это удается сделать, решая в зависимости от типа резца ту или иную систему треугольников. Схемы для расчетов различных типов резцов не совпадают. Различные вычислительные алгоритмы позволяют экономить вычислительные ресурсы при профилировании конкретного типа фасонного резца. Однако недостатком такого подхода является то, что расчетная процедура не поддается автоматизации. Для каждой отдельной фасонной поверхности детали, для конкретного типа резца необходимо устанавливать и решать соответствующую систему треугольников. Целью настоящей статьи является повышение уровня автоматизации и наглядности при профилировании фасонных резцов.

Journal of Engineering Sciences, Vol. 3, Issue 1 (2016), pp. А 15–А 19.

A

A 15


Аналитическое профилирование Основной причиной различия математических моделей, применяемых для профилирования фасонных резцов, является стремление уменьшить саму модель (что существенно экономит расчетное время) при проектировании того или иного типа фасонного резца. В условиях использования современных вычислительных средств такое стремление становится не актуальным. И более того, гораздо предпочтительнее становится наличие единого алгоритма, независимого от геометрических параметрах детали и требуемого типа резца. Исходя

из этих требований, предложена новая математическая модель, обобщающая известные ранее подходы при проектировании различных типов резцов [1]. Исходными данными для расчета являются чертеж детали (рис. 1) и значения переднего γ и заднего α углов. По чертежу определяются количество узловых точек n, диаметры в каждой узловой точке поверхности di и осевые расстояния узловых точек Li от торца (i = 1, …, n), выбранного за базу, номер характерной точки m.

Рисунок 1 – Чертеж и 3D-модель детали

Новый подход основан на понятии характеристики [5], образующейся при пересечении передней поверхностью реза поверхности детали. Проведем переднюю поверхность через три точки. Для этого установим систему координат xyz таким образом, что ось y совмещена с осью детали, а ось x направлена через характерную точку. Точка a – это характерная точка (номер ее на поверхности детали m) с координатами a (rm, 0, 0). Точку b выберем на луче, выходящем из характерной точки под углом γ к горизонтали. Пускай она ограничивает отрезок ab = w. При этом проекции отрезка w на оси x и z соответственно равны: h  w  sin  , s  w  cos  . Тогда точка b имеет координаты b (rm + s, 0, h). Третья точка с (под номером p) располагающаяся на окружности радиуса rp, отстоящей от плоскости xOz на расстоянии lp и ограничивающей с противоположной от окружности rm стороны участок поверхности, имеет следующие координаты: c (rp, lp, 0). Уравнение плоскости, проходящей через три данные точки a (xa, ya, za), b (xb, yb, zb), c(xc, yc, zc), имеет вид [6]: za 1

yb

zb 1 x  zb

xb 1 y 

yc

zc 1

xc 1

 xb

A

xc

A 16

ya 1

zc

xa 1

xa

ya

za

yb 1 z  xb

yb

zb  0

yc 1

yc

zc

xc

l p hx  h  rm  rp  y  sl p z  l p hrm  0 .

(1)

(2)

Это уравнение передней поверхности резца, пересекающей поверхность детали. Уравнения окружностей, проходящих через узловые точки профиля детали x 2  z 2  ri 2 , y  li (где i = 1, …, n – номер узловой точки профиля, li  Li  Lm ). Имеем систему уравнений l p hx  h  rm  rp  y  sl p z  l p hrm  0,  2 2 2  x  z  ri , y  l , i 

(3)

решив которую, получаем координаты узловых точек характеристики:

x  cos 

 sin   F   F  r 2

2

i

i

z   x tan   Fi ,

ya

xa

za

Подставляя значения координат точек a, b, c в формулу (1), после преобразования получим

где Fi 

tan   rmli  rpli  rml p  lp

i

2

 sin   Fi ,

(4) (5)

.

Систему координат x1y1z1 разместим так, что ось y1 совмещена с осью круглого резца, а плоскость x1O1z1 – с плоскостью xOz. Тогда начало системы xyz

Технологія машинобудування, верстати та інструменти


в системе x1y1z1 имеет координаты O  rm  R cos ;0;  R sin   , где R – внешний радиус круглого резца. При этом профиль круглого резца можно рассчитать по формуле Xпрi  R 

 z  R sin  

2

  x  rm  R cos   .

(6)

По формуле (6) рассчитывается и профиль призматического резца, если задать значение R → ∞. При R = 106 мм результаты расчета совпадают с выполненными по традиционной методике [1] расчетами до 4-го знака после запятой. Внешний радиус круглого резца зависит от глубины профиля детали t. Его можно рассчитать по формуле [7]: R

695t  1183ln  t 

2

(7)

или установить по таблице в зависимости от t [1]. Угол λ равняется r r    arctan  p m sin   .  lp   

(8)

Графическое профилирование. Проще, понятнее и нагляднее выполнять на 3D-модели. В перпендикулярной к оси и проходящей чрез характерную точку плоскости определяем проекцию режущей кромки резца с λ = 0 и центр круглого резца О. Для этого из характерной точки (рис. 2 а) проводим отрезок под углом γ к горизонтали. Далее еще один отрезок длиной R под углом α. Если проектируется призматический резец, проводить отрезок длиной R не нужно. Строим треугольник с вершиной в точке О (см. рис. 2 а). При выполнении операции выдавливания образуется ребро, которое будет служить осью круглого резца. Образованная одной из сторон этого треугольника грань призмы может использоваться как плоскость для нормального сечения. Треугольник на стороне нижнего отрезка при выдавливании создает переднюю поверхность резца с λ = 0. При λ ≠ 0 следует переднюю поверхность повернуть вокруг ребра А, выходящего из характерной точки (рис. 2 б), так, чтобы образующая конуса оказалась в плоскости передней поверхности. Линия пересечения передней поверхности инструмента с поверхностью детали – характеристика (рис. 2 в).

Характеристика В

А

а

б

в

Рисунок 2 – Образование характеристики на поверхности детали

Поворот характеристики вокруг оси круглого резца (ребро В, см. рис. 2 в) создает заднюю поверхность круглого резца (рис. 3), а движение вдоль направляющей, проходящей под углом α к вертикали, – заднюю поверхность призматического резца. Рассекая нормальной плоскостью образовавшуюся поверхность получаем искомый профиль резца.

Рисунок 3 – Задняя поверхность круглого резца сλ≠0

ОБСУЖДЕНИЕ РЕЗУЛЬТАТОВ Сравнение результатов аналитического, хкр i, и графического профилирований круглого фасонного резца с λ = 0 для обработки детали, показанной на рисунке 1, показывает (рис. 4) полное совпадение до 4-го знака после запятой во всех узловых точках. Что подтверждает адекватность математической модели и алгоритма графического профилирования.

Journal of Engineering Sciences, Vol. 3, Issue 1 (2016), pp. А 15 –А 19.

A 17

A


1

2

6

6.6144     4.6672 3    3.5527 10 15  Хкрi    9.4953     5.1354   5.3217  

5

4

Рисунок 4 – Результаты графического и аналитического, хкр i, профилирований круглого фасонного резца сλ≠0

Графическое 3D-профилирование показало, что ограничивающая фасонный резец задняя поверхность не может быть исходной инструментальной поверхностью. При обработке резанием необходимо относительное движение детали и инструмента [5, 8]. В результате этого движения поверхность детали занимает ряд последовательных положений. Поверхность, касательная к рассматриваемым последовательным положениям поверхности детали, будет исходной инструментальной поверхностью [5]. Деталь Д и эту поверхность И «…можно рассматривать как своеобразный механизм из двух сопряженных звеньев, все время касающихся друг друга в процессе обработки» [5]. Однако задняя поверхность фасонного резца не касается поверхности детали, а пересекает ее, поэтому в данном случае исходной инструментальной поверхностью следует считать поверхность, состоящую из передней и задней поверхностей, касающейся детали линией их пересечения. Фактически, при проектировании фасонных резцов, первостепенное значение имеет форма характеристики, материализирующейся в режущую кромку путем создания тела резца (круглого или призматического). Так как необходимую форму режущей кромки можно создать с заданной точностью как при изготовлении круглого, так и призматического резца, то эти типы инструмента по точности изготовления деталей не отличаются.

ВЫВОДЫ 1. С целью повышения уровня автоматизации при аналитическом определении профиля фасонных резцов создана единая математическая модель, с помощью которой осуществляется профилирование всех типов фасонных резцов (круглый, призматический, λ = 0, λ ≠ 0). 2. Предложенный метод графического профилирования с использованием понятия характеристики и 3D-построений повышает наглядность и точность процесса. 3. Результаты профилирования по предложенным аналитической и графической методикам полностью совпадают, что указывает на их точность и правомерность. 4. Лезвие фасонного резца формируется на базе характеристики (линии пересечения передней поверхности с поверхностью детали), поэтому тип резца на точность детали влияния не оказывает.

New approach in form cutter profiling S. V. Shvets1) 1)

Sumy State University, 2, Rimsky Korsakov Str., Sumy, Ukraine, 40007 The universal algorithm, independent of geometric parameters of detail and required cutter type, becomes relevant within using modern computing means. Following this argument the universal mathematical model, which generalizes formerly known approaches in the designing of different cutter types is offered. The initial data for calculation are the number of points on the detail surface, the values of

A

A 18

Технологія машинобудування, верстати та інструменти


rake and clearance angles, parameters of detail in each point of the surface and the axial distances of these points from the flat end chosen as the datum. The cutter type has no influence on the calculation algorithm. 3-D modeling is the easiest way to do graphic profiling. Profiling process is based on determining the initial tool surface and characteristics. The comparison of the results of analytical and graphic profiling of form cutter shows the full match in all points, which confirms the adequacy of the mathematical model and the graphic profiling algorithm. Keywords: cutter type, calculation algorithm, mathematical model, characteristic, 3D-model.

Новий підхід у профілюванні фасонних різців С. В. Швець 1)

Сумський державний університет, вул. Римського-Корсакова, 2, Суми, Україна, 40007 В умовах використання сучасних обчислювальних засобів актуальним стає наявність єдиного алгоритму, незалежного від геометричних параметрів деталі та необхідного типу різця. Виходячи з цього, запропонована єдина математична модель, яка узагальнює відомі раніше підходи під час проектування різних типів різців. Вихідними даними для розрахунку є кількість вузлових точок на поверхні деталі, значення переднього і заднього кутів, діаметри деталі в кожній вузловій точці поверхні та осьові відстані вузлових точок від торця, обраного за базу. Тип різця на алгоритм розрахунку не впливає. Графічне профілювання простіше, зрозуміліше й наочніше виконувати на 3D-моделі. Процес профілювання грунтується на визначенні вихідної інструментальної поверхні та характеристики. Порівняння результатів аналітичного й графічного профілювання фасонного різця засвідчує повний збіг у всіх вузлових точках, що підтверджує адекватність математичної моделі та алгоритму графічного профілювання. Ключові слова: тип різця, алгоритм розрахунку, математична модель, характеристика, 3D-модель.

СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННЫХ ИСТОЧНИКОВ 1. Семенченко И. И. Проектирование металлорежущих инструментов / И. И. Семенченко, В. М. Матюшин, Г. Н. Сахаров; под ред. И. И. Семенченко – М. : Машгиз, 1963. - 952 с. 2. Смирнов, М. Ю. Расчет и проектирование фасонных резцов / М. Ю. Смирнов, Г. И. Киреев, В. В. Демидов. Ульяновск : УлГТУ, 2011. – 77 с. 3. Проектирование фасонных резцов : методические указания / Сост. А. В. Оборин. – Ярославль : Изд-во ЯГТУ, 2013. – 28 с. 4. Кожевников Д. В. Режущий инструмент / Д. В. Кожевников, В. А. Гречишников, С. В. Кирсанов,

В. И. Кокарев, А. Г. Схиртладзе. – М. : Машиностроение, 2007. - 528 с. 5. Родин П. Р. Основы формообразования поверхностей резанием / П. Р. Родин. – К. : Вища школа, 1977. – 192 с. 6. Корн Г. А. Справочник по математике для научных работников и инженеров / Г. А. Корн, Т. М. Корн. – М. : Наука, 1973. – 832 с. 7. Швець С. В. Металорізальні інструменти / С. В. Швець. – Суми : СумДУ, 2007. – 185 с. 8. Швец С. В. Системный анализ теории резания / С. В Швец. – Сумы : СумГУ, 2009. – 212 с.

REFERENCES 1. Semenchenko, I. I., Matushin, V. M., & Sakharov, G. N. (1963). Proektirovanie metallorezhushchikh instrumentov [Projection of metal-cutting tools]. M.: Mashgiz [in Russian]. 2. Smirnov, M. Yu., Kireev, G. I., & Demidov, V. V. (2011). Raschet i proektirovanie fasonnykh reztsov [Calculation and projection of shaped cutting tools]. Uljanovsk: UlSTU [in Russian]. 3. Oborin, A. V. (2013). Proektirovanie fasonnykh reztsov: metodicheskie ukazaniia [Projection of shaped cutting tools: methodical indicatings]. Yaroslavl: YaSTU [in Russian]. 4. Kozhevnikov, D. V., Grechishnikov, V. A., & Kirsanov, S. V. (2007). Rezhushchii instrument [The cutting tools]. M. : Mashinostroenie [in Russian].

5. Rodin, P. R. (1977). Osnovy formoobrazovaniia poverkhnostei rezaniem [The fundamentals of formation of shapes of surfaces cutting]. K.: Vyshcha shkola [in Russian]. 6. Korn, G. A., & Korn, T. M. (1973). Spravochnik po matematike dlia nauchnykh rabotnikov i inzhenerov [The quick reference on the mathematician for science officers and engineers]. M.: Nauka [in Russian]. 7. Shvets, S. V. (2007). Metalorizalni instrumenty [Metalcutting instruments]. Sumy : SumSU [in Russian]. 8. Shvets, S. V. (2009). Sistemnii analiz teorii rezaniia [The system analysis of the theory of cutting]. Sumy : SumSU [in Russian].

A

Journal of Engineering Sciences, Vol. 3, Issue 1 (2016), pp. А 15 –А 19.

A 19


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

http://jes.sumdu.edu.ua/ Том 3, № 1 (2016) УДК 669.017

Лазерне формоутворення нержавіючих сталей аустенітного класу та марганцевистих вуглецевих сталей О. Д. Кагляк1), О. О. Гончарук2), Н. О. Мельник-Кагляк3), М. О. Скляр4) 1), 3) Національний технічний університет України «КПІ», проспект Перемоги, 37, Київ, Україна, 03056 2),4) Інститут надтвердих матеріалів ім. В. М. Бакуля НАНУ, вул. Автозаводська, 2, Київ, Україна, 04074

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

17 March 2016 30 May 2016 04 June 2016

Correspondent Author's Address: natkakaravaeva@ya.ru

2)

Актуальність дослідження лазерного формоутворення полягає в тому, що цей спосіб формоутворення має ряд переваг порівняно зі способами обробки тиском. Зокрема, відсутні зворотний пружний ефект, стоншення матеріалу в зоні обробки, дозволяє формувати крихкі, жорсткі, пружні матеріали, листи значної товщини, не потребує додаткового спеціального обладнання. Встановлено, що основними параметрами процесу лазерного формоутворення виробів із металевих листів, які визначають продуктивність, якість та вартість обробки, є: потужність лазерного випромінювання, розподіл енергії в перерізі променя, розмір зони фокусування та швидкість її переміщення, кількість теплових джерел і характер їх взаємного розміщення кількість циклів нагрівання. Визначені області робочих режимів формоутворення листових матеріалів із нержавіючої сталі аустенітного класу 12Х18Н10Т, марганцевистої сталі 65Г. Експериментально встановлено, що силова стійкість лазерносформованих конструкцій як із нержавіючих, так і з вуглецевих сталей вища за стійкість конструкцій, сформованих обробкою тиском; теплова стійкість зразків, сформованих обома способами, – співмірна. Ключові слова: лазерне формоутворення, лазерна поверхнева обробка, термічні напруження, деформація, поліморфні перетворення, крихкі матеріали, матеріали з підвищеною жорсткістю.

A

ВСТУП Серед відомих способів формоутворення листових матеріалів можна виокремити дві групи: це способи, які базуються на обробці тиском, та способи, що ґрунтуються на тепловій дії. До першої відносять згинання та витягування. Теплові способи обумовлені тепловим джерелом, що використовується під час обробки, а саме: нагрівання газовим пальником, зварювальною дугою, індуктивне нагрівання та лазерне нагрівання. Способи обробки тиском мають ряд недоліків порівняно з тепловими: наявність зворотного пружного ефекту, стоншення матеріалу в зоні обробки, неможливість формування крихких матеріалів, складність формування жорстких, пружних матеріалів, листів значної товщини, потреба в спеціальному обладнанні. У свою чергу, формування за допомогою факела газового пальника ускладнене його нестабільністю та слабкою контрольованістю, крім того, зона впливу має значні розміри. Зварювальна дуга також погано контролюється та важко позиціонується, а зона взаємодії поверхні матеріалу з дугою схильна до оплавлення. Використання індукційного нагрівання пов’язане з використанням громіздкого обладнання, причому поверхня матеріалу, як і в попередньому A 20

Питання матеріалознавства

випадку, схильна до оплавлення. Натомість лазерне випромінювання як теплове джерело стабільне, чітко визначене та добре позиціонується, крім того, процес є гнучким та легко автоматизується, обробку можна проводити на макро-, мікро- та нанорівнях. Тому дослідження процесу лазерного формоутворення є актуальною темою, однак недостатньо вивченою. Відомий ряд праць, спрямованих на моделювання процесу лазерного формоутворення, серед яких [1–5] стосуються питання градації параметрів процесу. Однак, на нашу думку, є необхідність у ґрунтовнішій систематизації факторів, що впливають на результати лазерного формоутворення. Загалом дослідники виокремлюють чотири механізми лазерного формоутворення: механізм градієнта температур [2, 3, 6–8]; механізм випинання [2, 4, 5, 8]; механізм зсідання [2, 4]; механізм поліморфних перетворень [9, 10]. Особливу увагу необхідно звернути на механізм поліморфних перетворень, як на найменш досліджений. У працях [9, 10] основна увага приділяється дослідженню змін структури при температурному циклі лазерного формоутворення, однак не дається відповідь на запитання стосовно характеру впливу поліморфних


перетворень на величину формування для конкретних матеріалів. Праці [11–15] мають експериментальне спрямування, але досліджується, здебільшого, формування зразків за прямолінійними траєкторіями, оминаючи формування за криволінійними чи замкненими траєкторіями. Також відсутні узагальнені рекомендації щодо доцільних режимів лазерного формоутворення для конкретних матеріалів. Крім того, потребують вивчення питання стійкості сформованих конструкцій в умовах робочих силових і теплових навантажень та порівняльний аналіз їх стійкості зі стійкістю конструкцій, сформованих обробкою тиском. Виходячи з вищенаведеного, можна сформулювати мету цієї роботи таким чином: визначення технологічних закономірностей процесу лазерного формоутворення металевих конструкцій складної просторової конфігурації, а також їх експлуатаційних характеристик. Для досягнення поставленої мети необхідно вирішити такі завдання: визначити основні параметри процесу лазерного формоутворення виробів з металевих листів; встановити залежність величини деформації від параметрів обробки; дослідити вплив поліморфних перетворень на процес формування металів; встановити область режимів прогнозованого лазерного формоутворення для нержавіючих сталей аустенітного класу та марганцевистих вуглецевих сталей; вивчити стійкість лазерносформованих конструкцій та дослідити можливість виготовлення конструкцій із підвищеною стійкістю до робочих навантажень. Аналіз факторів, що впливають процес лазерного формоутворення

на

Для детального вивчення процесу лазерного формоутворення та проведення його математичного моделювання необхідно провести аналіз факторів, що впливають на нього і керують ним. Загалом кінцева просторова конфігурація виробу, при лазерному формоутворенні, обумовлена величиною, знаком та характером розподілу залишкових деформацій, які виникають в результаті локальної зміни об’єму матеріалу під час повторного циклу нагрівання – охолодження. Для аналізу процесу лазерного формування фактори та параметри процесу доцільно розділити на три групи (рис. 1). Перша група характеризує властивості матеріалу, до неї належать: поглинальна здатність матеріалу, яка визначає частку лазерної енергії, що поглинається матеріалом, спричиняючи його нагрівання; теплофізичні властивості матеріалу, які обумовлюють розподіл теплоти в об’ємі матеріалу зразка; початкова структура матеріалу зразка, що

визначає вихідний напружено-деформований стан зразка та впливає на кінцевий характер і розподіл напружень у зоні обробки; фазовий склад матеріалу, впливає на характер та величину ініційованих напружень та визначає механізм термічного деформування; геометрія зразка, визначає момент інерції зразка, ступінь протидії деформуванню та можливість відведення тепла із зони обробки в холодні шари матеріалу. До другої групи належать параметри лазерного випромінювання, а саме: потужність лазерного променя, визначає кількість енергії, що надходить до зразка; діаметр сфокусованого променя, визначає концентрацію лазерної енергії в локальній зоні обробки; розподіл інтенсивності в перерізі лазерного променя, обумовлює розподіл енергетичного вкладу в площині зони обробки; режим опромінення обумовлює характер внесення лазерної енергії в зону обробки. Може використовуватися неперервний або імпульсний режим. Також описує швидкість відносного переміщення лазерного променя та заготовки; час дії, визначає величину енергетичного вкладу в зону обробки за час проходження лазерного променя через одиничну точку заготовки. До третьої групи відносять фактори, що визначають умови опромінення: траєкторію руху променя, визначає зону оброблюваного матеріалу, на якій створюються залишкові напруження, та впливає на їх розподіл; кількість проходів, визначає кількість повторних циклів нагрівання та охолодження, підсилення величини деформації після одиничного проходження до потрібного значення; наявність силового примусового деформування, є додатковим параметром для створення напружень потрібного знака та величини. Силове примусове деформування, у свою чергу, характеризується величиною навантаження, часом дії та розміщенням навантаження відносно зони лазерного нагрівання. Сукупність та взаємодія зазначених факторів визначають термодеформаційну картину в зоні обробки. Під час лазерного формування листового матеріал, відбувається локальна зміна об’єму матеріалу в зоні обробки. Ця зміна об’єму залежно від параметрів та умов обробки може відбуватися під дією термічного впливу і термічного впливу та структурно-фазових перетворень; термічного впливу та примусового деформування; а також у випадку поєднання дії термічного впливу, структурнофазових перетворень та примусового деформування. Локальна зміна об’єму викликає появу внутрішніх напружень, що визначаються величиною, знаком і характером розподілу. Утворені напруження релаксують за рахунок залишкової пластичної деформації, яка описується величиною, знаком та характером розподілу. Величина, знак та характер розподілу залишкових деформацій, у свою чергу, визначають кінцеву конфігурацію виробу.

A

Journal of Engineering Sciences, Vol. 3, Issue 1 (2016), pp. A 20–A 33.

A 21


Рисунок 1 – Фактори, що впливають на процес лазерного формоутворення

A

Обладнання та методика Експериментальні дослідження проводили на лазерних технологічних установках «Латус» на

A 22

Питання матеріалознавства

основі СО2-лазера з поздовжнім прокачуванням газової суміші та ROFIN DY 044 – на основі YAGлазера з діодним накачуванням.


При цьому для дослідження процесу лазерного формоутворення розроблена методика визначення величини деформації. Зразок закріплювали консольно в струбцині таким чином, щоб лазерний промінь падав на поверхню зразка перпендикулярно. Вісь лазерного променя позиціонували на відстані 10 мм від місця закріплення. На відстані 10 мм від вільного краю зразка встановлювали індикатор переміщення для фіксування відносного переміщення вільного краю зразка. Напрямок прямолінійного лазерного проходу задавали перпендикулярним до довшої (100 мм) сторони зразка. Здійснювали почергові лазерні проходи та фіксували величину відносного переміщення вільного краю зразка за кожен прохід. Причому кожен наступний прохід збігався з попереднім за розміщенням на зразку. За величиною переміщень вільного краю зразка обраховували деформацію в градусах за кожен прохід, а їх сума становила загальну деформацію. Для досліджень були обрані зразки з нержавіючої сталі аустенітного класу 12Х18Н10Т та марганцевистої сталі 65 Г як характерні представники своїх класів. Вибір цих сталей обумовлений тим, що в нержавіючих сталях аустенітного класу в діапазоні температур обробки не відбуваються поліморфні перетворення, натомість марганцевисті сталі здатні до мартенситних перетворень під час охолодження на повітрі. Отже, порівняння результатів формування зразків із цих сталей дозволить установити ступінь впливу поліморфних перетворень на процес лазерного формоутворення вуглецевих сталей. Під час дослідження формування дисків, їх закріплювали на вертикальному стояку, базуючись на центральному отворі. Під час обробки варіювали режими: виставляли різну швидкість руху теплового джерела та різний діаметр зони фокусування, чим регулювали величину теплового вкладу в зону обробки. Окрім зміни режимів, змінювали також і траєкторію руху лазерного променя поверхнею зразка. Дослідження лазерного формування дисків проводили в кілька етапів. На першому етапі проводили дослідження величини та розподілу деформації при опроміненні зразка за траєкторії: концентричне коло. Проводили одиничне, а потім повторне опромінення за тією самою траєкторією з фіксацією величини й характеру деформування зразка. Центр кола лазерного проходу збігався з центром кола диска. Далі зразки обробляли групою концентричних кіл за спіральними траєкторіями, починаючи з периферії та центра кола. Після цього фіксували зміни форми дисків. Формування дисків проводили поступовим обходженням лазерного променя по замкненій траєкторії, а також рівномірним одночасним нагріванням по всьому контуру. Це забезпечували за рахунок обертання зразка з частотою 11 000 об/хв. У такому випадку швидкість руху зони фокусування поверхнею зразка (за умови, що вісь променя лежить на діаметрі 96 мм) становитиме 3 315,84 м/хв. При цьому час опромінення кожної точки траєкторії становитиме (при діаметрі променя 3 мм)

0,54 · 10–6 с., а пауза до повторного опромінення – 5,4 · 10–3 с. У процесі – експлуатації сформовані конструкції зазнають робочих навантажень різного знака та величини. Здатність конструкції зберігати сталу форму та положення під час експлуатації визначає її експлуатаційні характеристики. Тому визначення стійкості лазерносформованих конструкцій та порівняння її зі стійкістю конструкцій, сформованих обробкою тиском, є важливими завданнями. Для цього відбирали зразки у вигляді пластин, зігнутих на кут 90°, тотожні за розмірами та матеріалом (сталь 65Г та сталь 12Х18Н10Т), але відмінні за способом формування. Ці зразки закріплювали в струбцині за один край, а до вільного краю прикладали навантаження, спрямоване на розгинання сформованого кута. Для концентрації зусилля розгинання у вершині кута поверхні зразка, прилеглі до кута, затискали допоміжними пластинами. Під час прикладання навантаження вимірювали (за вимірювальною шкалою, °) повну деформацію зразка, після зняття навантаження вимірювали залишкову деформацію. Далі навантаження збільшувалося і вимірювання продовжували. Навантаження збільшували дискретно від величини 0,1 кг із кроком 0,1 кг. Таким чином, перевіряли стійкість сформованої конструкції до розгинання та порівнювали зі стійкістю конструкцій, сформованих класичним способом. Для визначення стійкості сформованих конструкцій до надмірного згинання відбирали зразки аналогічні до попереднього випадку. Навантаження прикладали у напрямку збільшення кута згинання. Так само фіксували повну та залишкові деформації. Навантаження змінювали аналогічно до попереднього випадку. Необхідно зазначити, що, крім силових навантажень, конструкції в процесі експлуатації можуть сприймати й теплові навантаження або ж комбінації обох впливів. Для цього відбирали зразки з вуглецевої сталі 65Г та нержавіючої сталі 12Х18Н10Т, половина з яких сформована лазерним способом, а інша половина – обробкою тиском. Зразки з одного матеріалу (наприклад, із сталі 65Г) попарно (сформований лазером + сформований обробкою тиском) поміщали в термічну піч, де проводили нагрівання до температури низького відпуску (200 ◦С). Після нагрівання та охолодження виявляли наявність зміни форми зразка, та фіксували її величину. Наступну пару зразків нагрівали до температури середнього відпуску (400 ◦С), охолоджували, після цього знову фіксували наявність та, за наявності, величину зміни форми. Наступну пару зразків піддавали високому відпуску (600 °С) з подальшим охолодженням та вимірюванням. Останню пару зразків піддавали відпалу з подальшими аналогічними вимірами. Проводили порівняння результатів термічного впливу між зразками, сформованими різними методами. Аналогічні операції проводили зі зразками із сталі 12Х18Н10Т.

Journal of Engineering Sciences, Vol. 3, Issue 1 (2016), pp. A 20–A 33.

A 23

A


РЕЗУЛЬТАТИ ЕКСПЕРИМЕНТАЛЬНИХ ДОСЛІДЖЕНЬ Дослідження поліморфних на процес формоутворення.

впливу перетворень лазерного

Загалом абсолютна величина деформації прямо пропорційна кількості формувальних проходів як у разі обробки вуглецевих сталей, так і під час обробки нержавіючих сталей аустенітного класу. Однак при обробці вуглецевих сталей має місце явище «постдеформації» (рис. 2, 3), що може мати напрямок, який збігається з напрямком основної деформації або протилежний йому. Явище «постдеформації» обумовлене проходженням поліморфних перетворень. Причому, при збільшенні діаметра променя чи швидкості обробки інтенсивність внесення енергії зменшується, швидкість нагрівання знижується, що дозволяє перетворенням відбутися повною мірою. Як наслідок, явище «постдеформації» набирає більш вираженого характеру, а напрямок стає протилежним до основної деформації та зменшує загальний кут згинання. При досягненні певного граничного значення величина «постдеформації» стає співмірною з величиною основної деформації, після цього формування припиняється.

а

б

в Рисунок 2 – Величини абсолютної – (а), відносної – (б) та постдеформації – (в) при збільшенні діаметру зони фокусування до 6 мм.

A

A 24

Питання матеріалознавства


а

Проходження поліморфних перетворень у вуглецевих сталях знижує продуктивність формування за допомогою механізму градієнта температур. Для оцінювання рівня впливу поліморфних перетворень на процес лазерного формоутворення проводили одночасне опромінення зразка зі сталі 65Г та сталі 12Х18Н10Т. Величини абсолютної та відносної деформацій в зразку з вуглецевої сталі були значно нижчими, ніж для нержавіючої сталі. Зокрема, за 34 проходи при потужності 0,8 кВт, швидкості 1,2 м/хв та діаметрі променя 3 мм зразок з нержавіючої сталі вдалося сформувати на 90 °, натомість зразок із вуглецевої сталі – лише на 30 ° (рис. 4). Ці результати можуть бути інтерпольовані й на інші сталі, схильні до проходження поліморфних перетворень під час нагрівання та охолодження.

б

в Рисунок 3 – Величини абсолютної – (а), відносної – (б) та постдеформації – (в) при збільшенні діаметру зони фокусування до 8 мм

A

Journal of Engineering Sciences, Vol. 3, Issue 1 (2016), pp. A 20–A 33.

A 25


Рисунок 4 – Величини абсолютної та відносної деформацій при обробці зразків зі сталі 12Х18Н10Т та сталі 65Г (потужність 0,8 кВт, швидкість променя 1,2 м/хв, розмір зони фокусування 3 мм, товщина зразків 0,5 мм)

Режими прогнозованого формоутворення

A

При лазерному формоутворенні недоцільно використовувати режими, при яких може відбутися оплавлення поверхні зразка, оскільки наявність рідкої фази підвищує крихкість зони обробки, знижує продуктивність процесу та спричиняє появу додаткових, слабоконтрольованих, внутрішніх напружень у зразку. Якщо швидкість руху лазерного променя чи діаметр променя надтовеликі чи потужність недостатня, то ефект формування буде відсутній. Тому є необхідність визначити область прогнозованого формування зразків. Виконання серії експериментів із формування пластин дозволило виокремити поле режимів прогнозованого формування (рис. 5), за межами якого спостерігається або оплавлення поверхні зразка, що є небажаним, або відсутнє стабільне формування. Загалом можна зробити висновок, що при товщині зразка, співмірній із глибиною зони термічного впливу (ЗТВ), для досягнення бажаної величини деформації необхідно підвищувати швидкість обробки, що обумовлює відповідне A 26

Питання матеріалознавства

зменшення кількості проходів. За умов, коли товщина зразка більша за глибину ЗТВ, підвищення швидкості переміщення та збільшення кількості проходів зменшує продуктивність обробки, але підвищує її точність. Дані діаграми побудовані для потужності променя 1 кВт, його діаметра 4 мм та варіації швидкості обробки. Обладнання та методика Експериментальні дослідження проводили на лазерних технологічних установках «Латус» на основі СО2-лазера з поздовжнім прокачуванням газової суміші та ROFIN DY 044 – на основі YAG-лазера з діодним накачуванням. При цьому для дослідження процесу лазерного формоутворення розроблена методика визначення величини деформації. Зразок закріплювали консольно в струбцині таким чином, щоб лазерний промінь падав на поверхню зразка перпендикулярно. Вісь лазерного променя позиціонували на відстані 10 мм від місця


закріплення. На відстані 10 мм від вільного краю зразка встановлювали індикатор переміщення для фіксування відносного переміщення вільного краю зразка. Напрямок прямолінійного лазерного проходу задавали перпендикулярним до довшої (100 мм) сторони зразка. Здійснювали почергові лазерні проходи та фіксували величину відносного

переміщення вільного краю зразка за кожен прохід. Причому кожний наступний прохід збігався з попереднім за розміщенням на зразку. За величиною переміщень вільного краю зразка вираховували деформацію в градусах за кожен прохід, а їх сума складала загальну деформацію.

а

б Рисунок 5 – Діапазон швидкостей переміщення лазерного променя, при якому досягалося формування на кут 90 ° зразків зі сталі 12Х18Н10Т (а), 65Г (б) товщиною 0,5; 1,0; 1,5 мм, при потужності променя 1 кВт та діаметрі променя 4 мм Дослідження формування за криволінійними траєкторіями Дослідження формування за криволінійними траєкторіями проводили при формуванні дисків (рис. 6). У разі обходу точковим джерелом по замкненій кільцевій траєкторії вдалося одержати такі результати: якщо траєкторія нагрівання пролягала поблизу центра диска, чи на середині радіуса, було одержано сідлоподібну форму. Коли нагрівання проводили по зовнішньому краю, – рівномірний сегмент сфери. Коли траєкторія нагрівання являла собою концентричні кола

(нагрівання, починаючи від центра), оброблений зразок набував складної циклічної форми з чергуванням увігнутих та випуклих ділянок. У разі опромінення концентричними колами від периферії до центра, як і у випадку опромінення за спіральною траєкторією, зразки набирали сідлоподібглї форми. Інша ситуація виникала при рівномірному нагріванні зразка. Незалежно від радіуса кільця опромінення результуючою формою були сегменти сфери.

Journal of Engineering Sciences, Vol. 3, Issue 1 (2016), pp. A 20–A 33.

A 27

A


Рисунок 6 – Формування дисків Дослідження силової і сформованих конструкцій

A

теплової

стійкості

Під час дослідження силової і теплової стійкості сформованих зразків були одержані такі результати: при навантаженні на розгинання зразок нержавіючої сталі 12Х18Н10Т, сформований обробкою тиском до кута 90°, до навантаження 0,7 кг деформувався у пружній області без залишкової пластичної деформації. При подальшому навантаженні величина повної та залишкової деформацій збільшувалася. А за досягнення рівня навантаження 2 кг, величина повної деформації становила 40°, а залишкової – 25°. При обробці зразка, сформованого лазером, залишкова деформація проявилася при навантаженні 1 кг. А величина повної та залишкової деформації за навантаження 2 кг була на 28 % меншою, ніж у разі зразка, сформованого класичним способом, при навантаженні зразка легованої вуглецевої сталі 65Г (зігнутого до кута 90° класичним способом) залишкова деформація почала виникати при навантажені 0,7 кг, При навантажені 2,0 кг, величина повної деформації становила 27° а залишкової 11° (рис. 7 а); зразок сформований за допомогою лазера деформувався в пружній області до навантаження 2 кг, при якому проявилася залишкова пластична деформація величиною 1°. Після проходження значення навантаження 2 кг. величина пластичної деформації зростає зі збільшенням навантаження, але продовжує бути меншою (більше ніж на 50 %) за пластичну деформацію зразка, сформованого класичним способом, при відповідному навантаженні. При подальшому згинанні у зразку зі сталі 12Х18Н10Т, сформованому обробкою тиском, A 28

Питання матеріалознавства

залишкова пластична деформація проявилася при навантаженні 0,4 кг, що менше на 0,3 кг, ніж у досліді на розгинання, але при досягненні навантаження 2 кг величина повної та залишкової деформацій також була меншою на 3° та 5° відповідно. Дослідження зразка, сформованого лазером дало такі результати: залишкова деформація проявилася при навантаженні 0,8 кг., що вдвічі більше, ніж для зразка, сформованого обробкою тиском, але значення повної та залишкової деформацій при навантаженні 2 кг перевищували відповідні значення для зразка, сформованого обробкою тиском, на 10°. Дослідження на подальше згинання зразків зі сталі 65Г показало дещо інші результати. В обох зразках (сформованого обробкою тиском та сформованого лазерним формоутворенням) залишкова деформація проявилася при навантаженні 1,2 кг. І хоча при навантаженні 2,6 кг значення повної та залишкової деформацій для зразка, сформованого обробкою тиском, були кращими, ніж для сформованого лазером (30° та 7° порівняно з 36° та 12° відповідно), та вже при навантаженні 2,7 кг почалося руйнування зразка, сформованого тиском, у місці згинання. Натомість лазерноутворений зразок продовжував сприймати навантаження без руйнування, при цьому значення повної та залишкової деформацій зростали. Окрім силових навантажень, у процесі експлуатації сформовані конструкції можуть витримувати і теплові навантаження, тому існує необхідність перевірки міцності конструкцій, утворених лазерним формуванням, під дією цих навантажень та її порівнянням з міцністю конструкцій, сформованих за допомогою обробки тиском.


Нержавіюча сталь, деформована за допомогою лазера до кута 90°, S = 0,5 мм

Кут розгинання, °

Кут розгинання, °

Нержавіюча сталь, пластично деформована до кута 90°, S = 0,5 мм

Навантаження, кг

Навантаження, кг

а Сталь 65Г, деформована за допомогою лазера до кута 90°, S = 0,5 мм

Кут розгинання, °

Кут розгинання, °

Сталь 65Г, пластично деформована до кута 90°, S = 0,5 мм

Навантаження, кг Навантаження, кг

б Рисунок 7 – Результати досліджень сформованих зразків на силову стійкість для сталі 12Х18Н10Т (а), 65Г (б) Під час нагрівання зразків із нержавіючої сталі до температури 200 °С та подальшого охолодження на повітрі за нормальних температур не відбувалося видимих змін форми. У разі коли теплове навантаження становило 400 °С та 600 °С, зміна форми зразків (сформованих обома способами формоутворення) була спрямована у бік зменшення кута згинання, а її величина була приблизно однакова і становила близько 1°. Дослідження зразків зі сталі 65Г (за таких самих режимів теплового навантаження) показали, що під час нагрівання до температури 200 °С, як і в попередньому випадку, зміни форми не відбуваються. При нагріванні до 400 °С зразок, сформований обробкою тиском, деформувався у напрямку зменшення кута згинання на 1°, натомість форма зразка, сформованого лазерною обробкою, залишилася без змін. За умови нагрівання до температури 600 °С зразок, сформований лазерним формоутворенням, змінював форму ідентично до зразка, утвореного обробкою тиском: відбувалося розгинання зразків приблизно на 1°. Подальшу теплову обробку зразків проводили при їх нагріванні до температури 850 °С із подальшим повільним охолодженням разом з піччю, у зразках зі сталі 65Г деформація відбувалася.

Причому в зразку, сформованому обробкою тиском, вона була спрямована на збільшення кута згинання і становила близько 2°. Натомість у зразках, сформованих лазерною обробкою, деформація була спрямована на зменшення сформованого кута і мала величину 8°. У свою чергу, обробка за такого теплового режиму зразків із нержавіючої сталі не привела до істотних змін форми як для зразків, сформованих обробкою тиском, так і для зразків, утворених лазерним формуванням. Крім того, лазерне формоутворення дозволяє формувати крихкі, пружні матеріали, матеріали з підвищеною жорсткістю та важкодеформівні матеріали. Зокрема, при формуванні зразка зі сталі 65Г товщиною 1,5 мм (рис. 8) за допомогою обробки тиском на зовнішній поверхні зразка утворювалися тріщини, що унеможливлювало експлуатацію виробу. Натомість за допомогою лазерного формоутворення вдалося сформувати зразок без дефектів, тріщин та руйнації. За допомогою лазерного формоутворення можна отримувати вироби зі складним профілем різної форми та розмірів (рис. 9).

Journal of Engineering Sciences, Vol. 3, Issue 1 (2016), pp. A 20–A 33.

A A 29


а б Рисунок 8 – Зразки зі сталі 65Г, сформовані обробкою тиском (а), лазерним формуванням (б)

Рисунок 9 – Зразки, сформовані лазерним формуванням

A

A 30

Питання матеріалознавства


ВИСНОВКИ 1. Основними параметрами процесу лазерного формоутворення виробів із металевих листів, що визначають продуктивність, якість та вартість обробки, є: потужність лазерного випромінювання, розподіл енергії в перерізі променя, розмір зони фокусування та швидкість її переміщення, кількість теплових джерел і характер їх взаємного розміщення, кількість циклів нагрівання. 2. Доведено, що для отримання максимальної продуктивності (3–5°/прохід) необхідно проводити формоутворення при максимально можливій потужності випромінювання, мінімальних розмірах зони фокусування та оптимальній швидкості обробки; для досягнення найвищої точності (1–10′/прохід) доцільно проводити обробку при

підвищених швидкостях переміщення відносного руху, збільшуючи кількість циклів опромінення. 3. Для усіх видів оброблюваних металів величина деформації пропорційна кількості проходів та обернено пропорційна швидкості обробки. Для металів, яким властиві поліморфні перетворення, рівень деформацій у 2 та більше разів менший залежно від властивостей матеріалу. Для цих матеріалів є характерною наявність доцільної кількості проходів, які забезпечують для даних умов опромінення максимальний рівень деформації. 4. Силова стійкість лазерносформованих конструкцій як із нержавіючих, так і з вуглецевих сталей вища за стійкість конструкцій, сформованих обробкою тиском; теплова стійкість зразків, сформованих обома способами, співмірна.

Laser Forming of Austenitic Stainless and Manganese Carbon Steels O. D. Kahlyak1), O. O. Honcharuk2), N. O. Melnik-Kahlyak3), M. O. Sklyar4) National Technical University of Ukraine "KPI", 37, Victory Avenue, Kyiv, Ukraine, 03056 National Academy of Sciencesof Ukraine, V. Bakul Institute for Superhard Materials, Avtozavodska St., Kyiv, Ukraine, 04074 1), 3)

2), 4)

2,

Laser forming has several advantages compared to the machining methods of workpieces. This method avoids sringback effect, thinning of the material in the processing zone. It can form brittle, tough, elastic material, sheets of considerable low thickness using no specialized equipment. The lack of knowledge in this field constraints the application of the method and guaranty of actuality of the research in this field. It was established that the power of laser radiation, energy distribution in the beam cross-section, the size of focus area and the speed of its movement, the number of heat sources and nature of their relative position, the number of cycles of heating are laser forming parameters that determine productivity, quality and cost of sheet processing. The article identifies working conditions of laser forming of austenitic stainless and manganese carbon steels. The experiment shows that strength of laser formed structures, made from both stainless and carbon steels are higher than one of plastically deformed structures. Meanwhile their thermal strength of the structures commensurate. Key words: laser forming, laser surface treatment, thermal stresses, deformation, polymorphic transformation, brittle materials, materials with high rigidity.

Лазерное формообразование нержавеющих сталей аустенитного класса и марганцевистых углеводородных сталей А. Д. Кагляк1), А. А. Гончарук2), Н. А. Мельник-Кагляк3), М. О. Скляр4) 1), 3) Национальный технический университет Украины «КПИ», проспект Победы, 37, Киев, Украина, 03056 2), 4) Институт сверхтвердых материалов им. В. Н. Бакуля НАНУ, ул. Автозаводская, 2, Киев, Украина, 04074

Лазерное формообразование по сравнению с обработкой давлением имеет следующие преимущества: отсутствует обратный пружинящий эффект, утонение материала в зоне обработки, позволяет формировать упругие, хрупкие материалы, а также не требует дополнительного специального оборудования. Поэтому изучение процесса лазерного формообразования является актуальной задачей. Установлено, что основными параметрами процесса лазерного формообразования изделий из металлических листов, определяющими производительность, качество, а также стоимость обработки, являются: мощность лазерного излучения, распределение энергии по сечению луча, размеры зоны фокусирования и скорость ее перемещения, количество тепловых источников, а также характер их взаимного размещения, количество циклов нагрева. Доказано, что для повышения производительности и качества формообразования дисковых изделий целесообразно применять равномерное распределение теплового потока, которое обеспечивается за счет повышения скорости перемещения изделия до уровня значительного превышения скорости теплоотвода. Это позволяет достигать равномерного распределения деформации и стабилизировать процесс формирования, а также увеличить производительность. Показано, что конструкции, сформированные при помощи лазера, имеют стойкость к рабочим силовым и тепловым нагрузкам выше, чем конструкции, сформированные обработкой давлением. Это объясняется тем, что при обработке давлением в зоне

Journal of Engineering Sciences, Vol. 3, Issue 1 (2016), pp. A 20–A 33.

A A 31


обработки происходит утонение стенок изделия, в свою очередь, при лазерном формировании, происходит обратный процесс – утолщение. Установлены основные закономерности процесса. Ключевые слова: лазерное формообразование, лазерная поверхностная обработка, термические напряжения, деформация, полиморфные превращения.

СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННЫХ ИСТОЧНИКОВ 1. Yau C. L. A new analytical model for laser bending. : Laser Assisted Net Shape Engineering 2, Proceedings of the LANE’97 / C. L. Yau, K. C. Chan, W. B. Lee. 1997, Vol. 2, pp. 357–366. 2. Vollertsen F. Model for the temperature gradient mechanism of laser bending : Proceedings of the LANE’94 / F. Vollertsen, M. Rodle. 1994, Vol. 1, pp. 371–378. 3. Hu, Z. Computer simulation and experimental investigation of sheet metal bending using laser beam scanning. / Z. Hu, M. Labudovic, H. Wang. // International Journal of Machine Tools and Manufacture. – 2001. – № 41. – рр. 589–607. 4. Pratoh S. Sahu. Optimization of process parameters involved in laser bending operation using taguchi experimental design method / Pratoh S. Sahu // Department of Mechanical Engineering National Institute of Technology Rourkela MAY, 201. 5. Hoseinpour M. Gollo. Statistical analysis of parameter effects on bending angle in laser forming process by pulsed Nd:YAG laser / M. Hoseinpour Gollo, S. M. Mahdavian, H. Moslemi Naeini // Journal of Optics & Laser Technology, Vol. 43, No. 3, 2011. – pp. 475–482. 6. Amir H. Roohi. Effects of temperature gradient magnitude on bending angle in laser forming process of aluminium alloy sheets / H. Moslemi Naeini, M. Hoseinpour Gollo, J. Shahbazi Karami // Journal of computational and applied research in mechanical engineering Vol. 5, No. 2, 2016. – pp. 97–109 7. Magee J. Advances in laser forming. J. Magee, K. G. Watkins, W. M. Steen. – Journal of Laser Application 10 (1998). – рр. 235–246. 8. Arnet H. Extending laser bending for the generation of

convex shapes. / H. Arnet, F. Vollertsen. – Proceedings of the Institution of Mechanical Engineers Part B: Journal of Engineering Manufacture 209, 1995. – pp. 433–442. 9. Chen, J. Modelling of Simultaneous Transformations in Steels. / J. Chen. // PhD thesis. – Department of Materials Science and Metallurgy Univesity of Cambridge England February, 2009. – 156 р. 10. Cheng J. Micorstructure Integrated Modeling of Multiscan Laser Forming. J. Cheng, Y. Yao. Journal of Manufacturing Science and Engineering. 2002. Vol. 124. – pp. 379–387. 11. Kgomari L.C. Metallographic Analysis of Laser and Mechanically Formed HSLA Steel / L.C. Kgomari, R.K.K.Mbaya. – World Academy of Science, Engineering and Technology 70, 2010. – pp. 267–272. 12. Maji K. Experimental investigations and statistical analysis of pulsed laser bending of AISI 304 stainless steel sheet / K. Maji, D. K. Pratihar, and A.K. Nath // Journal of Optics & Laser Technology, Vol. 49, 2013. – pp. 18–27. 13. Roohi A. H. An experimental investigation of parameters effect on laser forming of Al6061-T6 sheets / A. H. Roohi, H. M. Naeini, and M. H. Gollo // Proceedings of the Institution of Mechanical Engineers, Part L: Journal of Materials Design and Applications. – 2015. 14. Kuntal Maji. Laser forming of a dome shaped surface: Experimental investigations, statistical analysis and neural network modeling / Kuntal Maji ,D. K. Pratihar, , A. K. Nath // Optics and Lasers in Engineering, 2014, Vol. 53. – pp. 31–42. 15. Folkersma G. In-plane laser forming for high precision alignment / G. Folkersma, G.-W. Römer; D. Brouwer // Optical engineering 53 (12), 2014. – 12 p.

REFERENCES 1. Yau C. L. (1997) A new analytical model for laser bending.: Laser Assisted Net Shape Engineering 2, Proceedings of the LANE’97, Vol. 2, 357–366 [in English]. 2. Vollertsen F. (1994) Model for the temperature gradient mechanism of laser bending Proceedings of the LANE’94, 1, 371–378 [in English]. 3. Hu, Z., Labudovic, M., & Wang, H. (2001) Computer simulation and experimental investigation of sheet metal bending using laser beam scanning. International Journal of Machine Tools and Manufacture, 41, 589–607 [in English]. 4. Pratoh S. Sahu. Optimization of process parameters involved in laser bending operation using taguchi experimental design method Department of Mechanical Engineering National Institute of Technology Rourkela MAY, 201 [in English]. 5. Hoseinpour M. Gollo., Mahdavian, S. M., & Moslemi Naeini, H. (2011) Statistical analysis of parameter effects on bending angle in laser forming process by pulsed Nd:YAG laser. Journal of Optics & Laser Technology, Vol. 43, 3, 475– 482 [in English]. 6. Amir H. Roohi, Moslemi Naeini, H., Hoseinpour Gollo, M., & Shahbazi Karami, J. (2016) Effects of temperature gradient magnitude on bending angle in laser forming process of aluminium alloy sheets. Journal of computational and applied research in mechanical engineering Vol. 5, 2, 97–109 [in English]. 7. Magee, J., Watkins, K. G., & Steen, W. M. (1998) Advances in laser forming. Journal of Laser Application 10, 235–246 [in English]. 8. Arnet, H., & Vollertsen, F. (1995) Extending laser bending for the generation of convex shapes. Proceedings of the

Institution of Mechanical Engineers Part B: Journal of Engineering Manufacture 209, 433–442 [in English]. 9. Chen, J. (2009) Modelling of Simultaneous Transformations in Steels. PhD thesis. – Department of Materials Science and Metallurgy Univesity of Cambridge England February, 156 р [in English]. 10. Cheng, J., Yao, Y. (2002) Micorstructure Integrated Modeling of Multiscan Laser Forming. Journal of Manufacturing Science and Engineering, 124, 379–387 [in English]. 11. Kgomari, L. C., & Mbaya, R. K. K. (2010) Metallographic Analysis of Laser and Mechanically Formed HSLA Steel. World Academy of Science, Engineering and Technology 70, 267-272 [in English]. 12. Maji, K., Pratihar, D. K., & Nath, A. K. (2013) Experimental investigations and statistical analysis of pulsed laser bending of AISI 304 stainless steel sheet. Journal of Optics & Laser Technology, Vol. 49, 18–27 [in English]. 13. Roohi, A. H., Naeini, H. M., & Gollo, M. H. (2015) An experimental investigation of parameters effect on laser forming of Al6061-T6 sheets, Proceedings of the Institution of Mechanical Engineers, Part L: Journal of Materials Design and Applications [in English]. 14. Kuntal, Maji, Pratihar, D. K., & Nath, A. K. (2014) Laser forming of a dome shaped surface: Experimental investigations, statistical analysis and neural network modeling. Optics and Lasers in Engineering Vol. 53, 31–42 [in English]. 15. Folkersma, G., Römer, G. W., & Brouwer, D. (2014) Inplane laser forming for high precision alignment. Optical engineering 53(12), 12 p. [in English].

Journal of Engineering Sciences, Vol. 3, Issue 1 (2016), pp. A 20–A 33.

A 33

A


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

http://jes.sumdu.edu.ua/ Том 3, № 1 (2016) УДК 621.993.2

Исследование возможности коррекции размеров круглой резьбы при обработке мерным инструментом С. С. Некрасов1), Е. А. Агеева2) 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: 24 December 2016 04 July 2016 04 July 2016

1) nekrasovss@gmail.com 2) lizunka_07@mail.ru

В статье рассмотрен вопрос о возможности корректирования геометрических отклонений профиля круглой резьбы с большим шагом, возникающих вследствие износа режущего инструмента во время обработки. Благодаря тому, что рассматриваемый способ обработки круглой резьбы легко моделируется путем вырезания отверстия окружностью по спиральной траектории, такой способ легко исследовать в любой среде для 3D-моделирования. Выполнен анализ влияния траектории движения мерного инструмента и величины его износа на диаметры резьбы и радиусы ее округления. Полученные результаты позволили установить, что за счет изменения траектории движения инструмента возможно корректирование геометрических параметров круглой резьбы, тем самым будет выполняться обработка с обеспечением необходимой геометрии. Предложенный подход позволяет снизить затраты на режущий инструмент за счет увеличения его ресурса. Ключевые слова: круглая резьба, фрезерование резьбы, износ инструмента, мерный инструмент, нарезание круглой резьбы.

ВВЕДЕНИЕ В отечественной и зарубежной горнодобывающей промышленности широко используется буровой инструмент, крепление которого осуществляется при помощи круглой резьбы. Использование такой резьбы обусловлено высоким сроком службы и повышенным сопротивлением динамическим нагрузкам, характерным для ударного бурения. Кроме того, круглая резьба хорошо работает в условиях загрязнения резьбы. Круглую резьбу нарезают на изделиях, эксплуатируемых в тяжелых условиях. Резьба – спираль, образованная на цилиндрической или конической поверхности по винтовой линии с постоянным шагом. Является основным элементом резьбового соединения, винтовой передачи, а также червячного зацепления зубчато-винтовой передачи [1]. Профиль круглой резьбы образован дугами, связанными между собой участками прямой линии (рис. 1). Профиль круглой резьбы описан в ГОСТ 17196-77, ISO 10208 и DIN 20317. Круглая резьба применяется ограниченно: для водопроводной арматуры, в отдельных случаях для крюков подъемных кранов, а также в условиях воздействия агрессивной среды.

A

A 34

Питання матеріалознавства

Рисунок 1 – Изображение круглой резьбы Существует способ [2] формообразования круглой резьбы (рис. 2), в котором используют обработку за один проход, где режущему инструменту придают прямолинейное движение вдоль оси заготовки 1. В качестве режущего инструмента используют мерную фрезу 2, закрепленную в цанговой оправке 3, в корпусе 4 которой равномерно распределены по периферии режущие пластины 5, закрепленные винтами 6. Профиль пластин симметричен относительно плоскости, перпендикулярной оси фрезы, и с углом ε при вершине, равным 35–90°. Фрезе придают вращение относительно своей оси и дополнительно придают круговое движение фрезы вокруг оси заготовки, согласующееся с прямолинейным движением фрезы таким образом, что за одно круговое движение фреза перемещается вдоль оси заготовки на величину, равную шагу р резьбы, кроме того, ось заготовки параллельна оси вращения мерной фрезы.


В современном машиностроении широко используется мерный инструмент для получения отверстий (развертки, сверла и т. д.) и нарезания резьбы (метчики, плашки). Но точность обработки в таком случае зависит от износа инструмента, который неизбежен во время стружкообразования. При этом, когда износ достигает значений, при которых невозможно получить заданную точность, инструмент становится непригодным для дальнейшего использования. Целью настоящей работы является изучение возможности корректирования размеров круглой резьбы при обработке мерным инструментом и обеспечения компенсации износа. АНАЛИЗ ФАКТОРОВ, ВЛИЯЮЩИХ НА ГЕОМЕТРИЧЕСКИЕ ПАРАМЕТРЫ КРУГЛОЙ РЕЗЬБЫ Известны способы обработки, при которых возможно корректирование траектории движения формообразующей точки инструмента в зависимости от его износа, и при этом сохраняется заданная точность обрабатываемых поверхностей, например, контурное фрезерование, растачивание, точение, резьбофрезерование, нарезание резьбы резцом и др. Рассматриваемый в данной статье способ обработки круглой резьбы осуществляется на станке с числовым программным управлением, при этом задаются траектория перемещения инструмента, а соответственно, и траектория движения формообразующей точки, таким образом, появляется возможность программно изменять эту траекторию. Поскольку рассматриваемый способ легко смоделировать при помощи любой программы для трехмерного твердотельного моделирования, то было предложено реализовать такое моделирование в программе КОМПАС 3D. Формообразование резьбы

33 32 31 30 29 28 27 0,9

1,4

1,9

2,4

Диаметр спиральной траектории d, мм D1

D

Рисунок 3 – Влияние диаметра спиральной траектории на диаметры резьбы

Радиус округления, мм

Рисунок 2 – Схема формообразования круглой резьбы

Диаметр резьбы, мм

происходило путем вырезания отверстия окружностью заданного диаметра по спиральной траектории. Процесс реализовался для резьбы R32 ISO10208. Для оценки влияния траектории движения формообразующей точки на размеры профиля резьбы было предложено изменять диаметр спирали d в интервале от 1,0 до 2,0 мм с шагом 0,2 мм. При этом оценивалось изменение внутреннего D1 и наружного D диаметров самой резьбы. Проведенное исследование позволило установить, что происходит обратно пропорциональное изменение внутреннего диаметра D1 от 29 до 18 мм, а наружный диаметр D увеличивается с 31 до 32 мм (рис. 3). При этом также было установлено изменение радиусов сопряжения круглой резьбы R1 и R2, которые при увеличении диаметра спирали d также уменьшали свои значения (рис. 4).

10 9 8 7 6 5 4 3 2 1 0 0,9

1,4

1,9

2,4

Диаметр спиральной траектории d, мм R1

R2

Рисунок 4 – Влияние диаметра спиральной траектории на радиусы округления резьбы Для оценки влияния величины износа режущего инструмента на геометрические параметры профиля резьбы было предложено в 3D-модели изменять диаметр формообразующей окружности (диаметр фрезы). При этом измерялись изменения внутреннего D1 и наружного D диаметров резьбы (рис. 5) и радиусы округления R1 и R2 (рис. 6).

Journal of Engineering Sciences, Vol. 3, Issue 1 (2016), pp. A 34–A 37.

A 35

A


Полученные результаты согласуются зависимостью, предложенной в [2]:

32,4

с

32,0

D ф  D1  ( H1  TH1) ,

Диаметр резьбы, мм

31,6 31,2

где: Dф – диаметр фрезы; H 1 – высота профиля

30,8

резьбы; TH 1 – допуск на высоту профиля резьбы.

30,4 30,0 29,6 29,2 28,8 28,4 28,0 29,9

30,0

30,1

30,2

30,3

30,4

30,5

Диаметр формообразующей окружности, мм D1

D

Рисунок 5 – Влияние диаметра формообразующей окружности на диаметры круглой резьбы

Радиус округления, мм

7,0 6,5 6,0 5,5

Анализируя формулу 1, можно заметить, что при уменьшении диаметра фрезы вследствие ее износа соответственно будут уменьшаться внутренний диаметр резьбы и высота профиля, а следствием уменьшения профиля резьбы будет увеличение радиусов сопряжения резьбы. Проведенные исследования позволили установить, что при увеличении износа режущих кромок инструмента (уменьшении диаметра формообразующей окружности) происходит уменьшение диаметров круглой резьбы и радиусов округления профиля резьбы. ВЫВОДЫ Отклонения геометрических параметров круглой резьбы, вызванные износом инструмента при фрезеровании мерным инструментом, на станке с числовым программным управлением можно корректировать за счет изменения диаметра спиральной траектории. Более того, рассматриваемый способ фрезерования круглой резьбы позволяет выполнять фрезерование при прямом и обратном ходе инструмента с разными траекториями, что позволяет на прямом ходе формировать наружный диаметр резьбы D, а при обратном ходе (извлечении инструмента из детали) формировать внутренний диаметр резьбы D1 и радиусы округления профиля резьбы R1 и R2.

5,0 4,5 4,0 29,9

30,0

30,1

30,2

30,3

30,4

30,5

Диаметр формообразующей окружности, мм R1

R2

Рисунок 6 – Влияние формообразующей окружности на округления круглой резьбы

диаметра радиусы

Adjusting the size of the rope thread in the machining of dimensional tool S. S. Nekrasov1), Е. А. Ageeva2) 1), 2)

Sumy State University, 2, Rimsky Korsakov Str., Sumy, Ukraine, 40007 The article considers the possibility of adjustment the geometrical deviations profile rope thread with a large pitch, which appear as a consequence of wear of the cutting tool during machining. Due to the fact that the method of processing rope thread easily modeled by cutting the circle along a spiral trajectory, then this method easily explore the any medium for 3-D modeling. Conducted analysis of influence of trajectory of the dimensional instrument and the value of its wear on the thread diameters and the

A

A 36

(1)

Питання матеріалознавства


radiuses of rounding. The results allow establishing that due to changes in the tool path correction is possible geometrical parameters of rope thread, thereby will process with ensuring the required geometry. The proposed approach is reduces the cost of the cutting tool by increasing its resources. Keywords. rope thread, thread milling, the tool wear, measuring tools, machining rope thread

Дослідження можливості корекції розмірів круглої нарізки при обробці мірним інструментом С. С. Некрасов1), Є. А. Агеєва2) 1), 2)

Сумський державний університет, вул. Римського-Корсакова, 2, Суми, Україна, 40007 У статі розглянуто питання про можливість коригування геометричних відхилень профілю круглої нарізки з великим кроком, що виникають у наслідок зношення різального інструменту під час обробки. Завдяки тому, що розглянутий спосіб обробки круглої нарізки легко моделюється шляхом вирізання отвору колом по спіральній траєкторії, такий спосіб легко дослідити в будь-якому середовищі для 3D-моделювання. Виконано аналіз впливу траєкторії руху мірного інструменту та величини його зношення на діаметри нарізки та радіуси її округлення. Одержані результати дозволили встановити, що за рахунок зміни траєкторії руху інструменту можливе коригування геометричних параметрів круглої нарізки, тим самим буде виконуватися обробка із забезпеченням належної геометрії. Запропонований підхід дозволяє знизити витрати на різальний інструмент за рахунок збільшення його ресурсу. Ключевые слова: кругла нарізка, фрезерування нарізки, знос інструменту, мірний інструмент, нарізання круглої нарізки.

СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННЫХ ИСТОЧНИКОВ 1. Основные нормы взаимозаменяемости. Резьба. Термины и определения : ГОСТ 11708-82. 2. Пат. 103734 U Україна, МПК ((2013.01) B23C 3/32 (2006.01) B23B 1/00. Спосіб обробки круглої внутрішньої різьби / С. С. Некрасов, Д. В. Криворучко, А. О. Нешта (Україна); заявник та патентовласник Сумський держ. унт. - № a201214037 ; заявл. 10.12.2012 ; опубл. 11.11.2013, Бюл. № 21. 3. Некрасов С. С. Способы обработки круглой резьбы / С. С. Некрасов, Д. В. Криворучко, А. А. Нешта // Оборудование и инструмент для профессионалов: Металлообрабтка. – Харьков : ЦентрИнформ – 2013. – № 4.

– C. 86–88. 4. Некрасов С. С. Фрезерование круглой внутренней резьбы с большим шагом / С. С. Некрасов, А. А. Нешта // Машиностроение - основа технологического развития России ТМ-2013: Сборник научных статей V Международной научно-технической конференции. – Курск: Юго-Западный государственный университет., 2013. – C. 358–359. 5. Нешта А. А. Область применения метода обработки внутренней резьбы мерным инструментом / А. А. Нешта, Д. В. Криворучко // Вісник НТУ «ХПІ». – 2015. – № 4. – С. 145–149.

REFERENCES 1. Osnovnyye normy vzaimozamenyayemosti . Rez'ba . Terminy i opredeleniya [Basic norms of interchangeability. Thread. Terms and Definitions]: HOST 11708-82 [in Russian]. 2. Pat. 103734 U Ukraine, MPK ((2013.01) B23C 3/32 (2006.01) B23B 1/00. Sposіb obrobki krugloї vnutrіshnoї rіzbi [A method of processing a circular inner thread] / S. S. Nekrasov, D. V. Kryvoruchko, A .O. Neshta (Ukraine); applicant and patentee Sumy State University № a201214037; claimed 10.12.2012; published 11.11.2013, Bul. № 21 [in Ukrainian]. 3. Nekrasov S. S., Kryvoruchko D. V., Neshta A. A. (2013). Sposoby obrabotki krugloy rez'by [Methods of machining rope thread]. Equipment and tools for professionals: Metal. –

Kharkiv : CentrInform, 4, 86–88 [in Russian]. 4. Nekrasov S. S., Neshta A. A. (2013). Frezerovaniye krugloy vnutrenney rez'by s bol'shim shagom [Milling rope inner thread of large pitch]. Mechanical engineering - the basis of technological development of Russia TM, 358–359 [in Russian]. 5. Neshta A. A., Kryvoruchko D. V. (2015) Oblast' primeneniya metoda obrabotki vnutrenney rez'by mernym instrumentom [Application of the method of processing the inner thread dimensional tool]. NTU «KPI», 4, 145–149 [in Russian].

A Journal of Engineering Sciences, Vol. 3, Issue 1 (2016), pp. A 34–A 37.

A 37


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

http://jes.sumdu.edu.ua/ Том 3, № 1 (2016) УДК 621.65

Вплив ширини каналу робочого колеса на крутизну напірної характеристики при проектуванні змінних коліс насосів типу Д * В. С. Мілтих1), М. І. Сотник2), С. О. Лугова3) 1), 2), 3)

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

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

24 February 2016 25 April 2016 28 April 2016

Correspondent Author's Address: bohdanovych-viktoriya@yandex.ru

1)

Існує зворотне та незворотне регулювання роботи насосного агрегата. До другого належить зміна меридіонального перерізу, а саме: зміна зовнішнього діаметра робочого колеса («підрізка») та зміна ширини каналу робочого колеса на вході чи/та виході. При «підрізці» змінюється не лише зовнішній діаметр колеса, а й інші його геометричні параметри. Під час зміни ширини каналу робочого колеса на виході всі інші геометричні параметри залишаються без змін, що дозволяє більш точно прогнозувати робочі параметри робочого колеса. Метою цієї роботи є визначення залежності між шириною каналу робочого колеса на виході та крутизною його напірної характеристики. Під час проведення досліджень змінювалася ширина каналу без зміни інших геометричних параметрів робочого колеса. Дослідження проводили шляхом чисельного моделювання з використанням програмного продукту Ansys CFX. Визначено причину зниження ККД відносно вузьких та широких коліс. Установлено залежність між шириною каналу відцентрового насоса двостороннього входу різної швидкохідності та крутизною його напірної характеристики. Визначено діапазон, в якому можна змінювати ширину каналу з метою досягнення певної крутизни напірної характеристики без значного зниження ККД. Ключові слова: чисельне моделювання, крутизна напірної характеристики, ширина каналу робочого колеса на виході, ANSYS CFX, робоче колесо двостороннього входу.

ВСТУП Ефективність використання електричної енергії у технологічному процесі водопостачання значною мірою залежить від узгодження витрати води споживачем та подачі води насосною станцією. Відхилення у такому балансі неминуче спричиняють нераціональне споживання електроенергії насосними агрегатами. Під час організації подачі води насосною станцією, за умови одночасної роботи декількох насосних агрегатів, також необхідно звертати увагу на узгодження їх напірних характеристик за напором та крутизною у визначеному діапазоні витрат. До застосування того чи іншого способу регулювання також висуваються вимоги до крутизни напірної характеристики. Одним із найпоширеніших технічних заходів щодо зміни напірної характеристики насоса є зміна зовнішнього діаметра робочого колеса (далі – РК) насоса D2, так звана «підрізка». За певних умов цього виявляється достатньо для зміни параметрів насоса без заміни інших елементів його проточної частини. Однак при «підрізці» змінюється не лише зовнішній діаметр РК, а й інші його геометричні параметри, як-от кут установлення лопаті на виході з РК, що приводить до зміни крутизни характеристики. А це, у свою чергу, може негативно впливати на енергоефективність роботи насосних станцій при одночасній експлуатації декількох насосних агрегатів через

неузгодженість їх напірних характеристик за крутизною. Одним із способів впливу на напірну характеристику насосного агрегата, позбавленого зазначених недоліків, є зміна ширини каналу РК на виході, при цьому зберігаються всі інші геометричні розміри РК. Хоча з точки зору трудомісткості його впровадження він є більш витратним. АНАЛІЗ ПОПЕРЕДНІХ ДОСЛІДЖЕНЬ Аналіз літературних джерел засвідчує, що результати дослідження впливу ширини каналу вихідної частини РК насоса на його характеристики наводяться в обмеженому колі опублікованих матеріалів. У 2009 Мінг-гао Тан та інші опублікували результати дослідження впливу ширини каналу на формування потоку рідини й напірну характеристику відцентрового насоса [1]. У своїй праці автори представили дослідження шести відцентрових насосів, що мають коефіцієнт швидкохідності ns у межах від 45 до 260 при змінних значеннях ширини каналу РК. Дослідження проводили шляхом чисельного моделювання з використанням програмного продукту FLUENT. Наведені дані демонструють, що зміна ширини каналу істотно впливає на параметри робочої точки, на картину течії й крутизну напірної характеристики за умови незмінності геометричних розмірів інших елементів проточної частини насоса.

* назва статті в редакції авторів

Journal of Engineering Sciences, Vol. 3, Issue 1 (2016), pp. B 1 – B 8.

B1


Аналіз картин течії показав, що зміна ширини каналу впливає на місце знаходження області низького тиску та її величину, структуру відривних явищ потоку рідини та зворотних течій у колесі. За номінального режиму функціонування насоса зміна ширини каналу найбільш істотно впливає на показники робочого процесу насосів середньої швидкохідності. Зі збільшенням ширини каналу у зазначених насосах напірна характеристика стає більш пологою. До того ж у відцентрових насосах середньої та низької швидкохідності розширюється діапазон витрати, у межах якого ККД насоса є найвищим. У відцентрових насосах високої швидкохідності при зміні ширини каналу ККД практично не підвищується. Результати досліджень Масініса Джерауд та інших щодо впливу зміни ширини каналу вихідної частини РК на характеристики відцентрового насоса описані у [2]. Наведені дані засвідчують, що зміна його значення істотно впливає на ефективність робочого процесу насоса при подачах, більших від номінальних. У цьому випадку крива залежності Q - η збільшує свою кривизну, що свідчить про зниження ефективності робочого процесу. У праці [3] Ф. Гюліх також описаний істотний вплив ширини каналу на робочі характеристики насосів. При цьому наголошується на тому, що можна позбутися багатьох негативних ефектів шляхом зміни його значення без зміни геометричних параметрів інших елементів проточної частини насоса. Як бачимо, у всіх вищезгаданих працях автори намагаються дослідити вплив зміни ширини каналу РК на виході насоса в цілому. При цьому виявити залежність саме між шириною каналу та крутизною напірної характеристики насоса не можна, адже на останню впливає чимало факторів, як-от: кут установлення лопаті на виході з колеса β2, діаметр початкового кола відведення D3, ширина каналу РК на виході b2 та інші. ПОСТАВЛЕННЯ ЗАВДАННЯ Незважаючи на результати проведених останніми роками досліджень, проблемним лишається питання підвищення енергоефективності робочого

процесу насоса при застосуванні змінних РК для насосів типу Д без модернізації інших елементів їх проточних частин. Відкритим є також питання застосування принципів і методів проектування нових РК під змінені параметри функціонування насосів типу Д за напором та подачею. У цій статті увага приділяється дослідженню коліс відцентрових насосів двостороннього входу з метою встановити залежність між відносною шириною колеса b2/D2 та крутизною його напірної характеристики KH для уточнення методики проектування змінних РК насосів типу Д з коефіцієнтом швидкохідності від 80 до 210. ОПИС ОБ’ЄКТІВ І МЕТОДІВ ДОСЛІДЖЕННЯ На сьогодні сформувався певний підхід до моделювання та розрахунку течії рідини у лопатевих гідромашинах. Цей підхід передбачає таку послідовність дій (рис. 1): 1) створення тривимірної моделі розрахункової області рідини, яка імітує об’єм, де відбувається рух течії, що досліджується; 2) побудова розрахункової сітки; 3) вибір прийнятної математичної моделі; 4) задання граничних умов, параметрів розрахунку та інших вихідних даних; 5) виконання розрахунку; 6) візуалізація та аналіз результатів розрахунку. Для дослідження були вибрані РК насосів: 1) Д 3200 – 75 -2 з ns = 93. Робочі параметри насоса в розрахунковій точці: витрата Qopt = 3200 м3/год, напір H = 75 м, швидкість обертання ротора n = 980 об/хв. 2) СЕ 2500 - 180 з ns = 130. Робочі параметри насоса в розрахунковій точці: витрата Qopt = 2500 м3/год, напір H = 180 м, швидкість обертання ротора n = 2985 об/хв. 3) Д 6300 – 27 - 2 з ns = 210. Робочі параметри насоса в розрахунковій точці: витрата Qopt = 6300 м3/год, напір H = 27 м, швидкість обертання ротора n = 730 об/хв.

B Рисунок 1 – Блок-схема проведення числового доРисунок 2 – Схема меридіанного перерізу робочого слідження колеса відцентрового насоса

B2

Дослідження робочих процесів у машинах та апаратах


мо-

Кут лопаті колеса на виході β2

та

Відносна ширина колеса b2/D2

Д 3200-75-2 Оригі59,6 нальне колесо РК № 1 66,9 РК № 2 52,4 РК № 3 45,2 РК № 4 37,9 РК № 5 30,7 СЕ 2500-180 Оригі36,0 нальне колесо РК №1 39,5 РК № 2 31,5 РК № 3 27,0 РК № 4 22,5 РК № 5 18,0 Д 6300-27-2 Оригі125 нальне колесо РК №1 140 РК № 2 110 РК № 3 95 РК № 4 80 РК № 5 65

оригінальних

Діаметр колеса на виході D2, мм

Ширина колеса на виході b2, мм

Таблиця 1 – Параметри дифікованих коліс Варіант геометрії

Моделювання течії проводили для шести модифікацій кожного колеса. Параметри оригінальних та модифікованих коліс наведені у таблиці 1. Максимальну ширину колеса обмежували розмірами існуючих корпусів насосів, а мінімальну – технологічними можливостями виробництва. Шляхом зміни меридіанного перерізу змінювали значення ширини каналу для всіх РК (рис. 2). Зміна цього параметра тягне за собою зміну відстані між основним і покривним дисками: при збільшенні ширини каналу відстань між дисками збільшується, при зменшенні – зменшується. При цьому інші геометричні параметри колеса залишалися незмінними і відповідали конструкції оригінального колеса. На першому етапі моделювання були побудовані тривимірні моделі розрахункової області рідини згідно з рекомендаціями, поданими у [3]: для підвищення продуктивності комп'ютера проводили моделювання лише однієї половини симетричного компонента, а також лише одного каналу із застосуванням періодичних граничних умов при розрахунку РК окремо від інших компонентів. Під «періодичними граничними умовами» розуміють середній крок між двома лопатями. Отже, були прийняті такі припущення: внутрішній потік рідини є симетричним відносно осі відведення; внутрішній потік рідини на вході в розрахункову область є вісесиметричним; витоки через ущільнення РК не впливають на характеристики колеса, тому ними знехтувано. У зв'язку з прийнятими припущеннями розрахунковою областю є один канал половини РК без ущільнень. Вхідна і вихідна межі розрахункової області віддалені від контрольних перерізів на відстань достатню для того, щоб потік став усталеним, у нашому випадку ця відстань приблизно дорівнює 1-1,5 зовнішнього діаметра РК на виході (рис. 3).

740

0,081

30°

740 740 740 740 740

0,090 0,071 0,061 0,051 0,042

30° 30° 30° 30° 30°

415

0,087

26°

415 415 415 415 415

0,095 0,078 0,065 0,054 0,043

26° 26° 26° 26° 26°

736

0,17

27,5°

736 736 736 736 736

0,19 0,15 0,13 0,11 0,09

27,5° 27,5° 27,5° 27,5° 27,5°

B Д 3200-75-2

СЕ 2500-180

Д 6300-27-2

Рисунок 3 – Вигляд тривимірних моделей розрахункових областей рідини оригінальних робочих коліс насосів

Journal of Engineering Sciences, Vol. 3, Issue 1 (2016), pp. B 1 – B 8.

B3


Для того щоб виявити, за якої мінімальної кількості вузлів одержаний розв’язок практично не залежить від розрахункової сітки, у сітковому генераторі ICEM СFD було побудовано декілька неструктурованих сіток розрахункової області згідно з рекомендаціями [3, 4]. Результати такого аналізу наведені в таблиці 2. Як приклад, на рис. 4 зображено вигляд побудованої сітки для розрахункової області. Виходячи з того, що зі збільшенням кількості вузлів сітки підвищується очікувана точність розрахунку, а час обчислення і труднощі конвергенції збільшуються, то для РК достатнє мінімальне число вузлів знаходиться в діапазоні 70 000 - 100 000 [3]. У нашому випадку (табл. 2) кількість вузлів значно більша, що дозволяє говорити про підвищення точності розрахунку. Потік рідини у реальному відцентровому насосі є тривимірним, в’язким, турбулентним. Таким він і приймався під час моделювання робочого процесу. Для моделювання турбулентної течії використовувалася стандартна k-e модель турбулентності. Число Рейнольдса становило 107. Температура робочої рідини (води) під час моделювання брали 25 ºС. Моделювали реальну нестислу рідину. РК розраховували у рухомій системі координат. На вході у розрахункову область та на виході з неї задавали компоненти швидкості й статичний тиск відповідно. Шорсткість поверхні стінок – 6,3 мікрона. Безпосередньо чисельне моделювання проводили у програмному продукті Ansys CFX, в якому розв’язуються основні рівняння гідродинаміки. Система диференціальних рівнянь розраховувалася числовим методом кінцевих об’ємів, критерій збіжності – 10-4. Усі розрахунки проведено у стаціонарній постановці.

B

Таблиця 2 – Дані про кількість вузлів для кожної розрахункової області Варіант геометрії Кількість вузлів у сітці Д 3200-75-2 Оригінальне колесо 450 000 РК № 1 290 000 РК № 2 280 000 РК № 3 560 000 РК № 4 560 000 РК № 5 680 000 СЕ 2500-180 Оригінальне колесо 540 000 РК № 1 530 000 РК № 2 470 000 РК № 3 690 000 РК № 4 470 000 РК № 5 490 000 Д 6300-27-2 Оригінальне колесо 1 000 000 РК № 1 1 000 000 РК № 2 680 000 РК № 3 370 000 РК № 4 610 000 РК № 5 590 000

B4

ОПИС ТА АНАЛІЗ РЕЗУЛЬТАТІВ У результаті розрахунку шляхом осереднення величин були одержані інтегральні характеристики для всіх базових РК та їх модифікацій із різними значеннями ширини каналу, зображеними на рис. 5. Числове моделювання для всіх геометричних конфігурацій проводили в діапазоні витрат від 0,5Qрозр до 1,2Qрозр, де Qрозр – витрата у розрахунковій точці. Згідно з [5] саме в цьому діапазоні витрат віброакустичні параметри роботи насоса стабільні.

Рисунок 4 – Приклад побудованої неструктурованої сітки для розрахункової області Із рисунка 5а, на якому подано залежність напору H від витрати колеса Q для всіх досліджуваних коліс бачимо, що напір зростає зі збільшенням ширини каналу. Значне зростання напору спостерігається при зміні ширини каналу з мінімального значення до наступного визначеного значення ширини. Так, для Д 3200-75-2 - з 30,7 до 37,9 мм; для СЕ 2500180 - з 18 до 22,5 мм; для Д 6300-27-2 - з 65 до 80 мм. Одержане значення ККД колеса наведено як функцію від витрати (рис. 5b). Як бачимо, зі збільшенням ширини каналу точка максимального ККД зсувається у бік більших значень витрати. Зміна ширини каналу по-різному впливає на залежність ККД від Q для коліс різної швидкохідності. Так, для коліс середньої швидкохідності (ns = 80-110) вплив проявляється при менших значеннях подачі. Для коліс з коефіцієнтом швидкохідності ns = 110-170 – при всіх значеннях подачі. Для коліс з коефіцієнтом швидкохідності ns = 160-200 – при підвищених значеннях подачі. Аналіз результатів проведених досліджень засвідчує, що існує можливість зміни крутизни напірної характеристики в існуючому робочому діапазоні зі збереженням ККД робочого колеса шляхом зміни ширини його каналу. Загальною тенденцією для всіх досліджених коліс є звуження діапазону максимального ККД зі збільшенням ширини каналу РК і навпаки, що ілюструється рисунком 5b. Як показують дані, наведені на рис. 5с, існує певний діапазон значень ширини каналу, при якому не відбувається зростання характеристики потужності зі збільшенням подачі. Зазначений ефект доцільно використовувати під час проектування, якщо є вимо-

Дослідження робочих процесів у машинах та апаратах


га замовника щодо обмеження значення потужності насоса. Для коліс із коефіцієнтом швидкохідності – ns = 80-170 найвужчі колеса мають найменше значення ККД на режимах роботи від 0,9 Qрозр до 1,2 Qрозр, через високу відносну швидкість потоку. Це бачимо з рис. 6-8, на яких зображено розподіл потоку за відносними швидкостями у каналах РК із різними значеннями ширини каналу та за різних режимів роботи. Для насосів із коефіцієнтом швидкохідності ns = 150-200 спостерігається зниження ККД за умови збільшення ширини каналу та низької витрати 0,5-0,8 Qрозр через виникнення відривів потоку та зворотних течій. Згідно з [6] крутизну напірної характеристики можна визначити для будь-якої її частини. Для цього замість значень в оптимальній точці необхідно брати параметри у точці, що розглядається. Отже, під час

аналізу впливу ширини каналу РК на виході на крутизну напірної характеристики останню було розраховано за загальноприйнятою формулою: KH = (Hmax—Hрозр)/Hрозр, де Hmax – напір при 0,5 Qрозр для РК; Hрозр – напір при Qрозр. Залежність крутизни напірної характеристики від ширини каналу з коефіцієнтом швидкохідності ns = 80-200 зображена на рисунку 9. З рисунка 9 бачимо, що напірна характеристика коліс збільшує свою крутизну залежно від коефіцієнта швидкохідності та ширини каналу: зі збільшенням коефіцієнта швидкохідності та зменшенням ширини каналу значення крутизни напірної характеристики збільшується. З огляду на одержані результати можна зробити висновок, що отримання необхідного значення крутизни напірної характеристики досягається зміною ширини каналу в певному діапазоні.

а

b

c Д 3200-75-2 СЕ 2500-180 Д 6300-27-2 Рисунок 5 – Характеристики робочих коліс із різною шириною каналу на виході: a – залежність напору H від подачі Q; b – залежність ККД від подачі Q; c – залежність потужності P від подачі Q

B Для досліджених коліс: 1) при ns = 80-110: значення крутизни від 0,17 до 0,46 досягається при зміні відносної ширини РК 0,045-0,095 та значення ККД у межах 3 %;

значення крутизни від 0,19 до 0,51 – при зміні відносної ширини РК 0,04-0,095 та значення ККД у межах 5 %; 2) при ns = 110-170:

Journal of Engineering Sciences, Vol. 3, Issue 1 (2016), pp. B 1 – B 8.

B5


значення крутизни від 0,3 до 0,85 – при зміні відносної ширини РК 0,05-0,095 та значення ККД у межах 3%; значення крутизни від 0,3 до 0,9 – при зміні відносної ширин РК 0,045-0,095 та значення ККД у межах 5%; 3) при ns=150…200: значення крутизни від 0,35 до 0,7 – при зміні відносної ширини РК 0,08-0,19 та значення ККД у межах 3-5%. Результати досліджень засвідчують, що діапазон зміни ширини каналу РК на виході, що мають однаковий коефіцієнт швидкохідності, має одну й ту саму величину. Можна припустити, що таке правило може бути застосоване і для коліс з іншими діапазонами коефіцієнта швидкохідності. У праці [6] наведено результати експерименту та чисельного моделювання течії відцентрового колеса. Одержані дані показують кількісну та якісну відповідність як за інтегральними характеристиками, так і за розподілом швидкостей і тиску по всій ширині каналу на виході з робочого колеса. У нашому дослідженні була використана така сама розрахункова модель, як і у статті [6], що дозволяє очікувати на кількісну та якісну відповідність одержаних результатів результатам експерименту.

a

b

c Рисунок 7 – Розподіл потоку за відносною швидкістю у каналах РК: а – b2 = 18 мм; b – b2 = 36 мм; c – b2 = 39,5 мм

a a

b b

B

c Рисунок 6 – Розподіл потоку за відносною швидкістю у каналах РК: а – b2 = 30,7 мм; b – b2 = 59,6 мм; c – b2 = 66,9 мм

B6

c Рисунок 8 – Розподіл потоку за відносною швидкістю у каналах РК: а – b2 = 65 мм; b – b2 = 125 мм; c – b2 = 140 мм

Дослідження робочих процесів у машинах та апаратах


Д 3200-75-2

Д 6300-80-2

СЕ 2500-180

Д 6300-27-2

Рисунок 9 – Крутизна KH напірної характеристики та ККД залежно від відносної ширини колеса b2/D2 ВИСНОВКИ 1. Крутизну напірної характеристики робочих коліс можна змінювати у досить широкому діапазоні шляхом зміни ширини каналу колеса на виході, при цьому всі інші геометричні параметри залишаються без зміни. 2. Зі зменшенням ширини каналу спостерігається збільшення значення крутизни його напірної характеристики. Зі збільшенням коефіцієнта швидкохідності та зменшенням ширини каналу значення крутизни його напірної характеристики збільшується. 3. Результати дослідження можуть застосовуватися при модернізації робочих коліс зі швидкохідніс-

тю ns = 80-200 для насосів типу Д, що працюють у групах. Така модернізація можлива у межах використання існуючих корпусних деталей та підшипникових вузлів насосів, що значно зменшує витрати на модернізацію і зменшує вартість життєвого циклу насосного обладнання. 4. За результатами проведених досліджень виявлено, що діапазон високої ефективності роботи зі збільшенням ширини каналу звужується. 5. За результатами досліджень можна зробити висновок, що існує певний діапазон значень ширини каналу, при якому не відбувається зростання характеристики потужності зі збільшенням подачі.

Influence of impeller outlet width on characteristic curve slope in the design of changeable flow parts of D-type pumps V. S. Miltykh, M. I. Sotnyk, S. O. Luhova 1), 2), 3)

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

The present paper focuses on study of relation between impeller outlet width and the slope of characteristic curve. In order to figure out the dependence between impeller outlet width and the slope of characteristic curve on the different operation modes the numerical simulation was used. The cause of efficiency reducing in extremely narrow and wide impellers was determined. Dependence between impeller outlet width of double-entry centrifugal pump and slope of characteristic curve was established. We have defined that changing of the impeller outlet width in some relative width range leads to achieving required characteristic curve slope with inessential efficiency drop. The study results are intended to be used during modernization of pump impellers with specific speed, which operate in groups with different initial characteristic curves. Such modernization is possible with existing pump casing and bearing compounds usage, that greatly reduces expenses on modernization and lowers pumping equipment life-cycle cost.

B

Keywords: slope of characteristic curve, impeller outlet width, numerical simulation.

Journal of Engineering Sciences, Vol. 3, Issue 1 (2016), pp. B 1 – B 8.

B7


Влияние ширины канала рабочего колеса на крутизну его напорной характеристики при проектировании сменных колес насосов типа Д В. С. Милтых1), М. И. Сотник2), С. О. Луговая3) 1), 2), 3)

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

Существует обратное и необратное регулирования работы насосного агрегата. К первому относится изменение меридионального сечения, а именно: изменение внешнего диаметра рабочего колеса («подрезка») и изменение ширины канала рабочего колеса на входе и / или выходе. При «подрезке» меняется не только внешний диаметр колеса, но и другие его геометрические параметры. При изменении ширины канала рабочего колеса на выходе все другие геометрические параметры остаются без изменения, что позволяет более точно прогнозировать рабочие параметры рабочего колеса. Целью данной работы является определение зависимости между шириной канала рабочего колеса на выходе и крутизной его напорной характеристики. При проведении исследования значение ширины менялось, а другие геометрические параметры колеса оставались без изменений. Исследование проводилось путем численного моделирования с использованием программного продукта Ansys CFX. Определены причины снижения КПД для чрезмерно узких и широких рабочих колес. Установлена зависимость между шириной канала рабочего колеса на выходе и крутизной его напорной характеристики. Определен диапазон, в котором можно менять ширину канала с целью достижения определенной крутизны напорной характеристики без значительного снижения КПД. Ключевые слова: численное моделирование, крутизна напорной характеристики, ширина канала рабочего колеса на выходе, ANSYS CFX, рабочее колесо двустороннего входа.

СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННЫХ ИСТОЧНИКОВ 1. Мінг-гао Тан. Вплив ширини лопаті на виході на потік рідини та характеристики відцентрового насоса [Текст] / Мінг-гао Тан, Хоу-лін Ліу, Шоу-куі Ян, Юнг Ванг, Каі Ванг // Матеріали АСМЕ: секція гідромеханіки (Вейл, Колорадо, 2 - 6 серпня 2009 року). – Вейл, 2009. – С. 51-60. 2. Масініса Джерауд. Числове виявлення ключових геометричних параметрів, що поліпшують характеристику відцентрових насосів: робоче колесо, робоче колесо – спіральний відвід, робоче колесо-дифузор [Текст] / Масініса Джерауд, Гюх Дітоба Нгома, Валід Гхіє // Машинобудування. – 2011. – Вип. 2011. – С. 16. 3. Гюліх Йо. Ф. Відцентрові насоси / Йо.Ф. Гюліх. – Берлін : «Спрінгер», 2010. – 964 с.

4. ANSYS CFX 13.0 Теорія. Реліз 13.0 [Електронний ресурс]. – 2010. – 261 p.– Режим доступу : http://www.ansys.com. 5. Сотник М. І. Визначення ефективності експлуатації електромеханічних агрегатів [Текст] / М. І. Сотник, В. С. Бойко, М. М. Юрченко // Електромеханічні і енергозберігаючі системи. — 2013. — №2. — С. 226-232. 6. Елин. А. Тестирование пакета CFX-5 на примерах течения воздуха в элементах проточных частей насосов специализации ОАО “ВНИИАЭН”. Часть 2 / А. Елин, А. Кочевский, С. Луговая, А. Щеляев // Насосы и оборудование. – 2006. – Ч. 2. - № 2. - С. 18-21.

REFERENCES 1. Ming-gao TAN, Hou-lin LIU, Shou-qi YUAN, Yong WANG, Kai WANG. (2009) Effects of Blade Outlet Width on Flow Field and Characteristics of a Centrifugal Pump. Proceedings of the ASME 2009 Fluids Engineering Division Summer Meeting (2-6 August, 2009) / (pp. 51-60). Vail, Colorado USA. 2. Massinissa Djerroud, Guyh Dituba Ngoma, Walid Ghie. (2011). Numerical Identification of Key Design Parameters Enhancing the Centrifugal Pump Performance: Impeller, Impeller-Volute, and Impeller-Diffuser. Mechanical Engineering, Vol. 2011, pp.16. 3. Gűlich, J.F. (2010). Centrifugal Pumps. Berlin: Springer. 4. Ansys inc., ANSYS-CFX, User Manual, USA, 2008.

5. Sotnyk, M.I., Boyko, V.S., Yurchenko, M.M. (2013). Vyznachennja efektyvnosti ekspluatatsii elektromehanichnyh agregativ [Definition of electromechanical units efficiency operation]. Elektromehanichni ta energozberigajuchi systemy. – Electromechanical and energysaving systems, 2, pp. 226-232 [in Ukrainian]. 6. Mihailov, A.K., Maliushenko, V.V. (1977). Tsentrobegnye nasosy. Teoriya, raschet i konstruirovanie [Centrifugal pumps. Theory, calculation and design]. Moskow: Mashinostroienie [in Russian].

B

B8

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 3, № 1 (2016) УДК 621.65

Проектування робочого колеса вільновихрового насоса з криволінійним профілем лопаті з використанням методу чисельного дослідження О. І. Котенко1), В. Ю. Кондусь2) 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:

03 March 2016 26 May 2016 30 May 2016

Correspondent Author's Address: vladislav.kondus@meta.ua

2)

Метою роботи є підвищення енергоефективності вільновихрового насоса СВН за рахунок удосконалення форми міжлопатевих каналів робочого колеса із застосуванням сучасних методів проектування. Тривимірні моделі рідини, що міститься в проточній частині насоса СВН, побудовані для базового та запропонованого робочих коліс із використанням програмного забезпечення Solidworks 2013. Для зменшення вартості життєвого циклу насоса, а також зниження витрат часу для його проектування було запропоновано спосіб чисельного дослідження робочого процесу вільновихрового насоса СВН із використанням програмного продукту Ansys CFX. Розрахунок проводили шляхом чисельного розв’язання задач гідродинаміки, що припускає візуалізацію течії рідини в робочому колесі, а також у проточній частині насоса. Достовірність наукових результатів підтверджується порівняльними розрахунковими даними з відомими експериментальними результатами. Шляхом осереднення величин були одержані інтегральні характеристики насоса з базовим та запропонованим робочими колесами. Результатом чисельного дослідження є варіант робочого колеса, використання якого дозволяє підвищити ККД насоса до 5 % з одночасним зниженням споживання електроенергії. Ключові слова: робоче колесо, насос, вільновихровий насос, проточна частина, міжлопатевий канал, чисельне дослідження, Ansys CFX, Solidworks.

ВСТУП Для перекачування неочищених промислових та побутових стоків, напівфабрикатів у вигляді в’язких рідин, рідин із твердими частинками та волокнистими включеннями, а також різних суспензій набувають застосування вільновихрові насоси СВН [1]. Конструктивна особливість насосів СВН полягає в наявності вільної камери перед робочим колесом. А розміщення робочого колеса у циліндричній розточці корпусу (рис. 1) та вільний прохід основного потоку рідини через вільну камеру дозволяють перекачувати насосом суміші з високою концентрацією твердих домішок без зміни основних параметрів і за високих кавітаційних властивостей. На відміну від відцентрових насосів, у яких весь потік рідини проходить через міжлопатеві канали робочого колеса, у насосі СВН рідина частково проходить через них, а інша частина спрямовується через вільну камеру без взаємодії з лопатями [2]. Через робоче колесо проходить лише 15–20 % перекачуваної рідини, що приводить до підвищення ресурсу робочого колеса СВН порівняно з робочим колесом відцентрового насоса у 2–3 рази.

Рисунок 1 – Конструкція вільновихрового насоса СВН: 1 – корпус; 2 – робоче колесо; 3 – ущільнення кінцеве; 4 – корпус підшипників АНАЛІЗ ЛІТЕРАТУРНИХ ДАНИХ На сьогодні вільновихрові насоси активно випускаються рядом закордонних (KSB, Egger, та ін.), а також вітчизняних (зокрема, ПАТ «Сумський завод «Насосенергомаш») насособудівних підприємств. Перші роботи з дослідження СВН в Україні датуються 70-ми роками ХХ сторіччя. Незважаючи на це, робочий процес у вільновихрових насосах недостатньо вивчений унаслідок складності вихрової

Journal of Engineering Sciences, Vol. 3, Issue 1 (2016), pp. B 9 – B 16.

B9

B


структури, що виникає в його проточній частині [3]. Тому подальші роботи повинні бути спрямовані на більш детальне вивчення процесів вихороутворення та передачі енергії за рахунок нього в процесі експлуатації СВН. У практиці вітчизняного насособудування використовуються робочі колеса вільновихрових насосів лише з радіальними або нахиленими під певним кутом лопатями. Для робочого колеса (рис. 2 а) з лопатями, середня лінія яких збігається з віссю робочого колеса [4], потік рідини в міжлопатевому каналі нестабільний, що призводить до зниження економічних показників насоса.

а

б Рисунок 2 – Робоче колесо насоса СВН: а – із кутом установлення лопаті в плані 90°; б – із кутом установлення лопаті в плані 80°

B

У робочому колесі (рис. 2 б), для якого середня лінія лопаті спрямована під кутом виходу лопаті в плані [5], створюються умови для зменшення гідравлічних втрат за рахунок відповідності розміщення лопаті й потоку натікання рідини. Це забезпечує підвищення коефіцієнта корисної дії (ККД) та напору насоса СВН [6]. У праці [7] дослідним шляхом із використанням зондування потоку у вільній камері вільновихрового насоса встановлено, що робочий процес у СВН характеризується багатократною циркуляцією рідини в проточній частині між робочим колесом, а також вільною камерою. Як наслідок, під час проектування вільновихрових насосів робочий процес необхідно розглядати як тривимірний потік рідини на відміну від відцентрових насосів, робочий процес яких може бути розглянутим як плоскопаралельний рух рідини. У зв’язку зі зростанням необхідності використання вільновихрових насосів у багатьох сферах промисловості, а також розвитком комп’ютерної техніки, B 10

що дає можливість більш детально розглядатинути робочий процес у СВН, активізувалися роботи з оптимізації конструкції цього типу насосів. Під час підбору насосів велику увагу приділяють визначенню загальної вартості життєвого циклу насосного устаткування як основного економічного показника використання обладнання [8]. Аналіз вартості життєвого циклу як інструмента енергетичного менеджменту може мінімізувати витрати на насосне обладнання, збільшити енергоефективність його використання та знайти оптимальне експлуатаційне рішення. У праці [9] як основні аспекти подальшого вдосконалення СВН розглядаються впровадження використання нових типів зносостійких наплавних матеріалів, раціональне компонування, оптимізація режиму експлуатації. Як оптимізація характеристик насоса пропонується впливати на геометричні параметри насосів, зокрема діаметр робочого колеса та коефіцієнт швидкохідності. Крім того, важливе значення має вдосконалення технології виготовлення, що повинне знизити похибки виготовлення елементів проточної частини, а також шорсткість відповідних поверхонь. Значно впливає на характеристики насоса форма кромки лопаті робочого колеса СВН. Автор роботи [10] установив, що значного підвищення напору та ККД насоса можливо досягнути шляхом виконання округлення торця з тильного боку лопаті. У працях [11] та [1] з використанням чисельного моделювання розглянуто процес кавітації у вільновихрових насосах. Оптимізація конструкції вільної камери з метою підвищення енергоефективності насоса розглянута в праці [12]. Автором досягнуто підвищення ККД насоса при використанні неспіввісної спіральної камери до 4 % стосовно насосів із використанням звичайного кільцевого корпусу. Основним завданням зменшення енергоспоживання насосами СВН під час перекачування рідин із включеннями є підвищення енергоефективності роботи насосних агрегатів. Це можливо за рахунок досконалого підбору насоса до умов його експлуатації, використання високоекономічної проточної частини насоса, а також ефективного електрообладнання [13]. Для підвищення економічності вільновихрових насосів у даній роботі запропоноване нове конструктивне рішення робочого колеса. Створення максимально ефективних насосів вимагає знання показника кількісного оцінювання економічного їх використання. Дослідження насосів проводиться на основі енергетичного способу, а показники економічності встановлюються за напірною та енергетичною характеристиками. При цьому визначення рекомендованого діапазону ефективної роботи насоса за допомогою енергетичного способу вимагає великих матеріальних затрат на проведення фізичного експерименту. У цій роботі запропонований спосіб розрахункового дослідження робочого процесу в СВН за допомогою програмного продукту Ansys CFX 13 [14]. Дослідження проводили для СВН із робочим колесом напіввідкритого типу з радіальними лопатями (рис. 2).

Дослідження робочих процесів у машинах та апаратах


МЕТА ТА ЗАВДАННЯ ДОСЛІДЖЕННЯ Основною метою дослідження є підвищення енергоефективності вільновихрового насоса шляхом виконання конструкції робочого колеса з криволінійним профілем лопаті з використанням методу чисельного дослідження. Для досягнення мети були поставлені такі завдання: дослідження проточної частини насоса з використанням відомої конструкції робочого колеса; проектування робочого колеса для вільновихрового насоса методом профілювання; проведення чисельного дослідження проточної частини насоса з використанням запропонованого робочого колеса; оцінювання одержаних результатів. МЕТОДИКА ПРОЕКТУВАННЯ КОНСТРУКЦІЇ ПРОФІЛЬОВАНОГО РОБОЧОГО КОЛЕСА ВІЛЬНОВИХРОВОГО НАСОСА Проектування лопатей робочого колеса (рис. 3) виконували за допомогою таких теоретичних формул [15]: диференцального рівняння скелета лопаті в плані d 

-

dr ; rtg

Рисунок 4 – Запропоноване робоче колесо Розрахунок виконували як для базового варіанта робочого колеса (рис. 5 а) з прямими лопатями, так і для варіанта з використанням запропонованого робочого колеса з профільованими лопатями (рис 5 б).

(1)

кута охоплення лопаті в плані у градусах

Л 

180 r2 dr ;   r1 rtg

(2)

кута установлення лопаті на будь-якому радіусі

sin  

S Vm `  . l W

(3)

а б Рисунок 5 – Робоче колесо насоса СВН 80/32: а – базовий варіант; б – запропонований варіант Тривимірна модель рідини в проточній частині корпусу насоса (рис. 6) є незмінною для двох варіантів робочих коліс і її виконували за допомогою програмного продукту Solidworks 2013.

Рисунок 3 – Проектування лопаті робочого колеса ОСНОВНІ РЕЗУЛЬТАТИ ВИПРОБУВАНЬ Об’єктом дослідження є робочий процес у проточній частині насоса СВН 80/32, основні параметри якого: подача – 80 м3/год та напір – 32 м. Для реалізації поставленого завдання запропонована конструкція робочого колеса із профільованою лопаттю, що має кут лопаті в плані β1у = 30⁰, а кут виходу лопаті в плані дорівнює β2у = 45⁰ (рис. 4). Запропонований варіант робочого колеса на відміну від базового має на 2 лопаті менше (8 замість 10), а також профільовані лопаті.

Рисунок 6 – Тривимірна модель рідини в проточній частині корпусу Тривимірна модель рідини у міжлопатевих каналах робочого колеса подана для базового робочого колеса (рис. 7 а) і для запропонованого варіанта (рис. 7 б). Побудова розрахункової сітки для проведення чисельного дослідження виконана за допомогою програмного пакета ICEM CFD.

Journal of Engineering Sciences, Vol. 3, Issue 1 (2016), pp. B 9 – B 16.

B 11

B


1 МПа, оскільки в подальшому всі дослідження та порівняння проводили для відносних величин. Ураховуючи те, що передбачається наявність зворотних течій на виході з розрахункової області, тип граничної умови був заданий як «opening». Критерієм збіжності було досягнення точності 10 4, що є достатнім для наукових розрахунків.

а б Рисунок 7 – Тривимірна модель рідини в робочому колесі: а – базового варіанта; б – запропонованого варіанта Розрахункова область складається із двох елементів: вільної камери корпусу насоса (рис. 8) – статорного елемента й робочого колеса (рис. 9) – обертового елемента. Для кожного з елементів робочої області була побудована неструктурована розрахункова сітка. Для моделювання течії в примежовому шарі з достатньою точністю поблизу твердих стінок був виділений шар, що складався з призматичних комірок. В області ядра потоку для вільної камери та робочого колеса побудована тетраедна сітка. Загальне число елементів розрахункової сітки становить 1 млн. 500 тис. комірок. Моделювання течії проводили в стаціонарній постановці.

Рисунок 8 – Розрахункова сітка для проточної частини корпусу Розрахункову модель створювали у середовищі Ansys CFX 13.0. За робоче середовище використана вода за температури 25 ⁰С. Режим роботи – турбулентний. Для замикання рівнянь Рейнольдса використовували стандартну k-ε модель турбулентності, що описує рух рідини в проточній частині СВН із достатньою точністю [1]. Як граничну умову на вході в розрахункову область задавали масову витрату через один канал робочого колеса, що визначався за формулою

B

Gкан  Q   ;

(4) де  – густина води, Q – об’ємна витрата рідини, що проходить через проточну частину насоса. Як граничну умову на виході з розрахункової області задавали статичний тиск. У даному випадку на виході була задана величина тиску, що дорівнює

B 12

а б Рисунок 9 – Розрахункова сітка для робочого колеса: а – базового варіанта; б – запропонованого варіанта Для детального уявлення про характер руху рідини в робочому колесі були проведені розрахунки розподілу відносної швидкості в перерізах робочого колеса по кромках лопатей (рис. 10) на відстані 20 мм від кромок лопатей (рис. 11) та поблизу основного диска (рис. 12). Гідравлічні втрати пов’язані з тертям та вихороутворенням. У запропонованому варіанті робочого колеса зменшена поверхня лопаті при взаємодії з рідиною, що протікає у міжлопатевих каналах. Узгодження кута входу лопаті в плані з кутом натікання рідини на вхідну кромку робочого колеса приводить до зменшення втрат вихороутворення на вході в робоче колесо. При виході рідини з робочого колеса відбувається узгодження потоку із міжлопатевих каналів із напрямком потоку у вільній камері. Оскільки гідравлічні втрати в робочому колесі залежать від форми його міжлопатевих каналів, утворених лопатями, то в запропонованому варіанті робочого колеса обтікання у міжлопатевих каналах відбувається без відриву і без різкої зміни швидкостей. Профілювання лопаті створює сприятливі умови для безвідривного обтікання рідиною, що приводить до зменшення гідравлічних втрат у міжлопатевих каналах робочого колеса. Це підтверджується графічними результатами, одержаними за допомогою чисельного дослідження течії рідини в робочому колесі (див. рис. 10–12). Гідравлічні втрати в міжлопатевих каналах робочого колеса на оптимальному режимі пропорційні квадрату відносної швидкості. Зменшення відносної швидкості на вході в робоче колесо в запропонованому варіанті та забезпечення плавного розподілу відносної швидкості вздовж міжлопатевих каналів від початкового значення W1 до кінцевого W2 створює умови для зменшення гідравлічних втрат. На рисунку 13 наведені порівняльні характеристики насоса СВН 80/32 із базовим робочим колесом і запропонованим варіантом, лопаті робочого колеса якого мають профільовану форму.

Дослідження робочих процесів у машинах та апаратах


а б Рисунок 10 – Розподіл відносної швидкості на кромці робочого колеса: а – базового варіанта; б – запропонованого варіанта

а б Рисунок 11 – Розподіл відносної швидкості на відстані 20 мм від кромок лопатей: а – базового варіанта; б – запропонованого варіанта

а б Рисунок 12 – Розподіл відносної швидкості поблизу основного диска: а – базового варіанта; б – запропонованого варіанта Результати фізичного дослідження насоса з базовим робочим колесом подані потовщеною лінією чорного кольору. Суцільна тонка лінія синього ко-

льору є результатом чисельного дослідження насоса з базовим робочим колесом. Суцільна тонка лінія червоного кольору побудована за результатами чи-

Journal of Engineering Sciences, Vol. 3, Issue 1 (2016), pp. B 9 – B 16.

B 13

B


сельного дослідження насоса із запропонованим варіантом робочого колеса.

Рисунок 13 – Характеристики насоса СВН 80/32 Під час порівняння результатів чисельного та фізичного досліджень базового варіанта робочого колеса спостерігається їх збіжність, що підтверджується відхиленням основних параметрів у межах похибки при проведенні наукових досліджень. Таким чином, результати чисельного дослідження течії рідини у вільновихровому насосі є достовірним результатом при порівнянні з натурними випробуваннями. Одержані шляхом чисельного дослідження результати впливу форми лопаті робочого колеса на напірну та енергетичну характеристики насоса СВН підтверджують той факт, що запропонований варіант робочого колеса із профільованими лопатями приводить до збільшення ККД насоса у робочому діапазоні при незначному зниженні напірної характеристики. Зниження напору в запропонованому варіанті робочого колеса порівняно з базовим варіантом є наслідком зменшення числа лопатей. Використання запропонованого варіанта робочого колеса дає можливість підвищити ККД насоса СВН 80/32 до 5 % на оптимальному режимі при зниженні напору не більше 2 м, що викликане зниженням кількості лопатей, а також зменшенням кута установлення лопаті. За результатами дослідження для запропонованого варіанта робочого колеса отримано патент на корисну модель [16].

ВИСНОВКИ 1. При порівнянні результатів фізичного дослідження, а також чисельного дослідження проточної частини із використанням базової моделі робочого колеса встановлено, що вони відрізняються в межах величини похибки, що підтверджує адекватність вибору початкових і граничних умов, моделі рідини, а також фізичних властивостей рідини. 2. Одержані наукові результати із застосуванням чисельного дослідження форми лопаті робочого колеса, що підтверджені порівняльними результатами фізичного та чисельного досліджень базового варіанта робочого колеса, є перспективним напрямком зменшення вартості життєвого циклу і підвищення енергоефективності роботи вільновихрових насосів та зменшення вартості їх життєвого циклу. 3. Результати чисельного дослідження роботи СВН 80/32 підтверджують залежність напірної та енергетичної характеристик насоса від форми лопаті робочого колеса. 4. У результаті проведення чисельного дослідження встановлено, що для насоса із використанням запропонованого робочого колеса вдалося підвищити ККД до 5 % для оптимального режиму роботи насоса стосовно насоса із використанням базового робочого колеса. При цьому наявне зниження напору, що не перебільшує 2 метрів, викликане зниженням числа лопатей та зменшенням кута установлення лопаті. 5. Зміна форми лопаті робочого колеса, що змінює умови течії рідини у міжлопатевих каналах, дозволяє уникнути появи зон вихороутворення, що створює умови зменшення гідравлічних втрат і підвищення ККД вільновихрового насоса. 6. За результатами проведеного чисельного дослідження для запропонованого робочого колеса отримано патент на корисну модель.

Development of curvilinear blade impeller of vortex pump based on numerical simulation

B

A. Kotenko1), V. Kondus2) 1), 2)

Sumy State University, 2, Rimsky Korsakov Str., Sumy, Ukraine, 40007 The present paper focuses on study of relation between impeller outlet width and the slope of characteristic curve. In order to figure out this relation on the different operation modes the numerical simulation was used. The cause of efficiency reducing in extremely narrow and wide impellers was determined. Relationship between impeller outlet width of double-entry centrifugal pump and slope of

B 14

Дослідження робочих процесів у машинах та апаратах


characteristic curve was established. The article shows that changing of the impeller outlet width in some relative width range leads to achieving required characteristic curve slope with inessential efficiency drop. The study results are intended to be used during modernization of pump impellers with specific speed, which operate in groups with different initial characteristic curves. Such modernization is possible with existing pump casing and bearing compounds usage, that reduces expenses on modernization greatly and lowers pumping equipment life-cycle cost. Keywords: slope of characteristic curve, impeller outlet width, numerical simulation.

Проектирование рабочего колеса свободновихревого насоса с криволинейным профилем лопасти с использованием метода численного исследования А. И. Котенко1, В. Ю. Кондусь2 1), 2)

Сумский государственный университет, ул. Римского-Корсакова, 2, Сумы, Украина, 40007 Целью работы является повышение энергоэффективности свободновихревого насоса (СВН) посредством усовершенствования формы межлопастных каналов рабочего колеса с применением современных методов проектирования. Трехмерные модели жидкости, находящейся в проточной части насоса СВН, построены для базового и предложенного рабочих колес с использованием программного обеспечения Solidworks 2013. Для уменьшения стоимости жизненного цикла насоса, а также снижения затрат времени для его проектирования был предложен способ численного исследования рабочего процесса свободновихревого насоса СВН с использованием программного продукта Ansys CFX. Расчет проводился путем численного решения задач гидродинамики, предполагающего визуализацию течения жидкости в рабочем колесе, а также в проточной части насоса. Достоверность научных результатов подтверждается сравнительными расчетными данными с известными экспериментальными результатами. Путем осреднения величин были получены интегральные характеристики насоса с базовым и предложенным рабочими колесами. Результатом численного исследования является вариант рабочего колеса, использование которого позволяет повысить КПД насоса до 5 % с одновременным снижением потребления электроэнергии. Ключевые слова: рабочее колесо, насос, свободновихревой насос, проточная часть, межлопастный канал, численное исследование, Ansys CFX, Solidworks.

СПИСОК ВИКОРИСТАНИХ ДЖЕРЕЛ 1. Kotenko A. The computational model of the emergence and development of cavitation in torque flow pump / A. Kotenko, L. Nikolayenko, S. Lugova // Proceedings of the 4th international meeting on Cavitation and dynamic problems in hydraulic machinery and systems IAHR-WG 2011. – Belgrade : University of Belgrade, Faculty of Mechanical Engineering, 2011. – P. 87– 94. 2. Герман В. Ф. Анализ структуры течения в свободновихревом насосе / В. Ф. Герман, А. Н. Кочевский, А. Е. Щеляев // Промислова гідравліка і пневматика. – 2006. – № 3 (13). – С. 82– 88. 3. Свободновихревые насосы : учеб. пособие / В. Ф. Герман, И. А. Ковалев, А. И. Котенко; под общ. ред. А. Г. Гусака. – 2е изд., доп. и перераб. – Сумы : Сумский государственный университет, – 2013. – 159 с. 4. Пат. 1576773 СРСР МПК5 F 05 D 29/18, 7/04. Рабочее колесо свободновихревого насоса / Котенко А. И., Дериколенко А. Н. – № 4466096/31-29 ; заявл. 26.07.88 ; опубл. 07.07.90, Бюл. № 25. – 2 с. 5. Пат. 1521923 СРСР МПК4 F 04 D 29/22. Рабочее колесо свободновихревого насоса / Герман В. Ф., Яхненко С. М., Синеколодецкая Т. Н., Котенко А. И., Копелянский В. Б., Гонсалес Н. Х. – № 4339198/25-29 ; заявл. 07.12.87 ; опубл. 15.11.89, Бюл. № 42. – 3 с. 6. Герман В. Ф. Влияние различных способов доводки рабочего колеса на картину течения и характеристики свободновихревого насоса типа «TURO» / В. Ф. Герман, А. Н. Кочевский, А. Е. Щеляев // Проблемы машиностроения. – 2007. – Т. 10, № 1. – С. 24– 31. 7. WEMCO Pumps and systems [Electronic resource] / Available at: http://etec-sales.com/ pdf/WEMCOModelC TorqueFlow-Pumps.pdf/ – 2009, Bulletin, P10-B75.

8. Гусак О. Г. Оцінка життєвого циклу насосних установок при використанні вільновихрових насосів / О. Г. Гусак, О. І. Котенко, Л. М. Ніколаєнко // Вестник национального технического университета «ХПИ», Харьков, 2011. – № 53. – С. 116–122. 9. Котенко О. І. Шляхи удосконалення вільновихрових насосів [Текст] / О. І. Котенко, Л. М. Ніколаєнко // Сучасні технології в промисловому виробництві : матеріали ІІ Всеукраїнської міжвузівської науково-технічної конференції, м. Суми, 17-20 квітня 2012 р. : у 3 ч. / Ред.кол.: О. Г. Гусак, В. Г. Євтухов. – Суми : СумДУ, 2012. – Ч.3. – С. 43. 10. Криштоп І. В. Оценка влияния поперечных вихрей на процессы передачи энергии в свободновихревом насосе [Текст] / І. В. Криштоп, В. Ф. Герман, А. Г. Гусак, Л. М. Салтанова // Вісник НТУ «ХПІ». – 2015. – №6 (1115) – C. 49–56. 11. Steinmann A. Numerical and experimental investigations of the unsteady cavitating flow in a vortex pump [Text] / A. Steinmann1, H. Wurm, A. Otto // ICHD. – 2009. – Vol. 21, Issue 2. – P. 299–300. 12. Криштоп І. В. Создание проточной части свободновихревого насоса повышенной энергоэффективности [Текст] / І. В. Криштоп // Східно-Європейський журнал передових технологій. – 2015. – № 2 (74) – C. 31–37. 13. Kotenko A. I. Rationalization of ukrainian industrial enterprises in a context of using torque flow pumps on the basis of valuation of the life cycle of pumping equipment / A. I. Kotenko V. F. Herman, A. A. Kotenko // Nauka i studiya. Technichni nauky – Przemysl, 2014. – № 16 (126). – P. 83–91. 14. ANSYS CFX 13.0 Solver Theory. Release 13.0 [Электронный ресурс], – 2010. – 261 р. – Режим доступа : http://www.ansys.com.

Journal of Engineering Sciences, Vol. 3, Issue 1 (2016), pp. B 9 – B 16.

B 15

B


15. Пфлейдерер К. Лопаточные машины для жидкостей и газов / перевод А.М Ладогина ; под ред. В. И. Поликовского. – 4-е изд., перераб. – М. : Государственное научнотехническое издание, 1960. – 683 с. 16. Пат. 106416 U Україна, МПК F04D 29/34 (2006.01).

Робоче колесо вільновихрового насоса / В. Ю. Кондусь, О. І. Котенко (Україна) ; заявник та патентовласник Сумський держ. ун-т. – № u201510522 ; заявл. 28.10.2015 ; опубл. 25.04.2016, Бюл. № 8.

REFERENCES 1. Kotenko A., Nikolayenko L., Lugova S. (2011). The computational model of the emergence and development of cavitation in torque flow pump. Belgrade : University of Belgrade. 2. German V. F., Kochevskiy A. N., Shchelyaev A. E. (2006). Analiz struktury techeniya v svobodnovihrevom nasose [Analysis of the flow structure in a vortex pump]. Sumy: Promyslova gidravlika i pnevmatyka [in Russian]. 3. German V. F., Kovalev I. A., Kotenko A. I. (2013) Svobodnovikhrevye nasosy: ucheb. posobye [in Russian] 4. Pat. 1576773 SRSR MPK5 F 05 D 29/18, 7/04. Rabochee koleso svobodnovihrevogo nasosa / Kotenko O. I., Derikolenko A. N. – № 4466096/31-29 ; zayavl. 26.07.88 ; opubl. 07.07.90, Byul. № 25. – 2 p. 5. Pat. 1521923 SRSR MPK4 F 04 D 29/22. Rabochee koleso svobodnovihrevogo nasosa / Herman V. F., Yahnenko S. M., Sinekolodetskaya T. N., Kotenko O. I., Kopelyanskiy V. B., Gonsales N. H. – № 4339198/25-29 ; zayavl. 07.12.87 ; opubl. 15.11.89, Byul. № 42. – 3 p. 6. German V. F., Kochevskiy A. N., Shchelyaev A. E. (2007) Vliyanie razlichnyh sposobov dovodki rabochego kolesa na kartinu techeniya i harakteristiki svobodnovihrevogo nasosa tipa “TURO” [Effect of different impeller polishing on the flow pattern and characteristics of vortex pump type «TURO»] Sumy : Problemy mashinostroeniya. 7. WEMCO Pumps and systems [Electronic resource] / Available at: http://etec-sales.com/pdf/WEMCOModelC TorqueFlow-Pumps.pdf/ – 2009, Bulletin, P10-B75. 8. Gusak O. G., Kotenko O. I., Nikolaenko L. M. (2011). Otsinka zhittevogo tsiklu nasosnyh ustanovok pry vykorystanni vilnovyhrovyh nasosiv [Evaluation of the life cycle of pump equipment using vortex pumps]. Kharkov : Vestnik natsionalnogo tehnicheskogo universiteta «KHPI» [in Ukrainian]. 9. Kotenko, O.I. (2012) Shlyahi udoskonalennya vilnovihrovih

nasosiv [Ways to improve vortex pumps] Sumy : SST [in Ukrainian]. 10. Krishtop I. V. (2015) Otsenka vliyaniya poperechnyih vihrey na protsessyi peredachi energii v svobodnovihrevom nasose [Assessing the impact of transverse vortices on energy transfer processes in the vortex pump] Vistnyk NTU «KHPI» [in Russian]. 11. Steinmann, A. Numerical and experimental investigations of the unsteady cavitating flow in a vortex pump [Text] / A. Steinmann1, H. Wurm, A. Otto // ICHD. – 2009. – Vol. 21, Issue 2. – P. 299–300. 12. Krishtop I. V. (2015) Sozdanie protochnoy chasti svobodnovihrevogo nasosa povyishennoy energoeffektivnosti [Creating a flowing part of the increased efficiency of the votex pump] Shidno-Evropeyskiy zhurnal peredovih tehnologIiy [in Russian] 13. Kotenko A. I., German V. F., Kotenko A. A. (2014). Rationalization of ukrainian industrial enterprises in a context of using torque flow pumps on the basis of valuation of the life cycle of pumping equipment. Przemysl : Nauka i studiya. Technichni nauky. 14. ANSYS CFX 13.0 Solver Theory. Release 13.0 [Electronic resource], – 2010. – 261 р. – Access mode : http: // www.ansys.com. 15. Pfleyderer K. (1960) Lopatochnyie mashinyi dlya zhidkostey i gazov [Blade machines for liquids and gases] Moscow : Gosudarstvennoe nauchno-tehnicheskoe izdanie [in Russian]. 16. Pat. 106416 U Ukraina, MPK F04D 29/34 (2006.01). Roboche koleso vilnovihrovogo nasosa / V.Y. Kondus, A.I. Kotenko (Ukraina); zayavnik ta patentovlasnik Sumskiy derzh. un-t. – № u201510522 ; zayavl. 28.10.2015 ; opubl. 25.04.2016, Вyul. № 8.

B

B 16

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 3, № 1 (2016) УДК 669.017

Влияние температуры закалки из межкритического интервала на характер деформационного упрочнения стали Х70 В. Г. Гаврилова1), Н. Е. Мак-Мак2), М. А. Григорьева3) 1), 2), 3) ГВУЗ «Приазовский государственный технический университет», ул. Университетская, 7, Мариуполь, Украина, 87500

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

16 November 2015 10 February 2016 25 February 2016

Correspondent Author's Address: natkakaravaeva@ya.ru

2)

В работе на основе анализа диаграмм растяжения образцов стали Х70, предварительно нормализованных и закаленных в воде из межкритического Ас1-Ас3–интервала, рассчитаны степень упрочнения, равномерное удлинение и коэффициент упрочнения как отношение разности пределов прочности и текучести к относительному удлинению разрывных образцов на участке диаграммы растяжения, соответствующему равномерному удлинению. Установлен характер изменения коэффициента деформационного упрочнения *. Его величина с увеличением температуры закалки из межкритического интервала повышается в 1,8 раза. При этом формируется смешанная структура феррито-мартенситного типа, дисперсность которой возрастает с увеличением температуры нагрева под закалку из указанного интервала. Полученные результаты рекомендуется использовать при разработке режимов термоупрочнения малоуглеродистых, низколегированных сталей, а также при оценке показателей их технологических и служебных характеристик. Ключевые слова: межкритический интервал, степень упрочнения, равномерное удлинение.

ПОСТАНОВКА ПРОБЛЕМЫ Непрерывное повышение требований к сталям, применяемым для изготовления сварных газопроводных труб большого диаметра, вызывает необходимость дальнейшего совершенствования структурного состояния за счет оптимизации режимов термоупрочнения, в частности, применения закалки с нагревом в межкритический интервал температур (МКИТ), а также изучения, после указанной обработки, структурообразования и особенностей деформационного поведения применяемых для этой цели сталей. АНАЛИЗ ПОСЛЕДНИХ ИССЛЕДОВАНИЙ И ПУБЛИКАЦИЙ Одним из эффективных решений получения хорошего сочетания механических свойств металлопроката из малоуглеродистых, низколегированных сталей, а также снижения энергозатрат в процессе их термообработки является упрочнение в результате закалки с нагревом в МКИТ по сравнению с технологиями, предусматривающими традиционный для данных сталей нагрев выше Ас3 [1-5, 9]. В работах [2-5, 9] рассмотрены теоретические и прикладные вопросы, касающиеся закалки из МКИТ низко- и среднеуглеродистых сталей, а также приведен анализ факторов, связанных с формированием структуры в указанной области. Уровень механических свойств трубных сталей оценивается на основании результатов испытаний с использованием раз-

коэффициент упрочнения, штрипсовая сталь Х70,

личных способов нагружения, так как в процессе эксплуатации они подвергаются различного рода нагрузкам [1]. Наиболее полную информацию о свойствах металлов позволяет получить способ испытания на растяжение [1, 7]. При этом оцениваются показатели прочности (т и в) и пластичности ( и ). Дополнительную информацию, отражающую изменение характеристик металла в процессе пластической деформации при увеличении напряжения от т до в, позволяет получить отношение т/в. Такой показатель, однако, не дает представления об уровне пластичности в области однородной деформации, наблюдаемой в процессе роста напряжений в пределах между т и в [6]. Стандартный подход при анализе прочностных свойств малоуглеродистых, низколегированных сталей, закаленных из МКИТ, в силу неоднозначной зависимости, не позволяет в должной мере установить особенности деформационного упрочнения в интервале растягивающих напряжений т  в. Наиболее приемлемой величиной в этом случае является коэффициент упрочнения, который может быть определен различными способами [6, 7]. Однако эти способы малоэффективны для расчета указанного показателя по диаграммам растяжения на участке, соответствующем равномерному удлинению образцов, закаленных из МКИТ. ЦЕЛЬ СТАТЬИ Установление

Journal of Engineering Sciences, Vol. 3, Issue 1 (2016), pp. F 1–F 5.

особенностей

деформационного F1

F


упрочнения при испытаниях на растяжение штрипсовой стали Х70 после аустенитизации и закалки из межкритического интервала температур. ИЗЛОЖЕНИЕ ОСНОВНОГО МАТЕРИАЛА Химический состав исследуемой стали приведен в таблице 1. а

б

в

г

Таблица 1 – Химический состав стали Х70, % масс. С

Si

Mn Cr Nb

V Mo

Ti

Al Cu Ni

S

P Fe

0,1 0,150,50 1,7 0,2 0,03 0,08 0,1 0,035 0,05 0,35 0,2 0,006 0,02 ост.

Критические точки: АC1 = 720 ºС; АC3 = 862 ºС.

F

Карточки размером 200х300 мм вырезались из листового металла согласно ГОСТ 7564-97. Из них изготавливались стандартные разрывные образцы размером 19,637,5125. Испытания на растяжение (ГОСТ 1497-84) проводились при комнатной температуре. Исследование микроструктуры выполнялось на металлографическом микроскопе ЕС МЕТАМ РВ-22. Готовые образцы предварительно подвергались аустенитизации с выдержкой 25 мин и последующим охлаждением на воздухе. После этого они нагревались в межкритический (Ас1-Ас3) интервал до температур: 700, 730, 760, 790, 820 ºС с такой же выдержкой и охлаждались в воде. Таким образом, нормализация от температуры 1070 ºС обеспечивала относительно полное растворение карбонитридных фаз, а при последующем нагреве в интервале температур Ас1-Ас3 и охлаждении в воде, в исследуемой стали фиксировались различные стадии образования продуктов распада двухфазной структуры. На рисунке 1 a представлена микроструктура стали Х70 после нормализации от 1070 ºС. Такая обработка обеспечила формирование структуры сорбит. Последующая закалка из МКИТ позволила создать условия для образования двухфазной структуры, дисперсность которой увеличивается с повышением температуры нагрева под закалку в МКИТ (рис. 1 б – е). Номер зерна изменялся от 5-го при температуре 730 ºС (рис. 1 в) до 9-го при 830 ºС (рис. 1 е). Пластическая деформация металлов и сплавов обычно рассматривается как стадийный процесс, характеризующийся различной интенсивностью деформационного упрочнения, что обусловлено в значительной мере эволюцией дефектной структуры сплавов [7]. В связи с тем что закалка из МКИТ может показать сложную зависимость характеристик прочностных свойств, уровень деформационного упрочнения на стадии равномерной деформации можно оценить с помощью условного коэффициента упрочнения

σ  σт η в Δl

,

где т , в – характеристики прочности, МПа; l – удлинение образца, % .

(1)

д е Рисунок 1 – Микроструктура стали Х70 после предварительной аустенитизации и закалки от различных температур (х400): а – аустенитизация при 1070 C (охлаждение на воздухе); закалка в воде от температур: б – 700 C; в – 730 C; г – 760 C; д – 790 C; е – 830 C В таблице 2 представлены усредненные результаты испытаний на растяжение образцов, закаленных из межкритического интервала (по 5 на каждую температуру), а также результаты расчетов необходимых для анализа величин. Оценка достоверности экспериментальных значений проводилась с 95 % доверительной вероятностью. Таблица 2 – Показатели механических свойств стали Х70 после закалки из МКИТ Среднее значение механических Расчетная величина Температура свойств нагрева, С т, в, , , % (l/lo)р * МПа МПа МПа 700 493,1 516,8 18,0 23,7 0,18 131,7 730 498,7 519,9 19,5 21,2 0,20 108,7 760 497,1 519,6 18,0 22,5 0,18 125,0 790 488,3 527,0 19,5 38,7 0,20 198,5 820 478,6 526,0 25,5 47,4 0,26 185,9 По результатам испытаний расчет средней величины коэффициента упрочнения * выполнялся путем определения отношения величины  к относительному удлинению разрывных образцов на участке диаграммы растяжения, соответствующему равномерному удлинению (Δl/l0)р:

* 

 (l / lo )p .

(2)

Эта величина определялась из диаграмм растяF2

Питання матеріалознавства


Из результатов расчетов значений *, приведенных в таблице 2 и на рис. 4, следует, что образцы, подвергнутые предварительной нормализации от 1070 ºС (исходное состояние всех образцов) и закалке от температуры 730 ºС, характеризуются низким коэффициентом упрочнения * = 108,7. 220,0

Коэффициент упрочнения (h * )

жения без зуба и площадки текучести, имеющих монотонный характер, путем деления на 100 относительного удлинения δ на участке равномерной деформации. Как видно из рисунка 2, повышение температуры закалки от 700 до 830 ºС сопровождается противоположным изменением величин в и т: величина в медленно возрастает от 516,8 до 527,0 МПа, а т относительно резко снижается от 498,7 до 478,6 МПа.

200,0 180,0 160,0 140,0 120,0 100,0 680

700

720

740

760

780

800

820

840

о

Температура нагрева под закалку t, С

Рисунок 4 – Зависимость величины параметра упрочнения от температуры закалки из МКИТ стали Х70 Рисунок 2 – Зависимость показателей прочности стали Х70 от температуры закалки из МКИТ

Равномерное удлинение (D l/l 0)

Таким образом, повышение температуры закалки в МКИТ приводит к резкому увеличению разности  = в - т (рис. 3 а) и величины равномерного удлинения (Δl/l0)р (рис. 3 б). 0,27 0,25 0,23 0,21 0,19 0,17 0,15 680 700 720 740 760 780 800 820 840 Температура нагрева под закалку t, оС

Степень упрочнения (Ds)

а 50,0 45,0 40,0 35,0 30,0 25,0 20,0 15,0 680 700 720 740 760 780 800 820 840 Температура нагрева под закалку t, о С

б Рисунок 3 – Влияние температуры закалки из МКИТ на степень упрочнения (а) и равномерное удлинение (б) стали Х70

При повышении температуры до 730 ºС величина  снижается до 110,0, а затем возрастает до максимального значения – 199,5. Имеются данные [2], что при нагреве в межкритический интервал происходит рафинирование феррита по примесям (они уходят в аустенит), этот фактор делает феррит пластичным. Получение двухфазной структуры низкоуглеродистой стали после закалки из МКИТ, состоящей из рафинированного феррита и островков мартенсита в тройных стыках зерен, предопределяет низкие значения предела текучести при высоких значениях временного сопротивления. Низкие значения коэффициента * определяют пластичность листовых малоуглеродистых сталей. Рост коэффициента * может быть cвязан с формированием при температурах в верхней части МКИТ большого количества дисперсных зерен аустенита и, как следствие, измельчением мартенситных пакетов, а также наличием в мартенсите диффузионно активных атомов углерода, блокирующих источники дислокаций [8, 9]. ВЫВОДЫ 1. Установлено, что повышение температуры закалки от 700 до 830 ºС предварительно нормализованных образцов сопровождается противоположным изменением величин в и т; при этом наблюдается измельчение структуры смешанного, ферритомартенситного типа. 2. Показано, что в случае неоднозначного изменения показателей прочности образцов стали Х70, закаленных из межкритического Ас1-Ас3-интервала температур и испытанных на растяжение, для оценки характера деформационного упрочнения может быть применен коэффициент *. 3. Повышение температуры нагрева под закалку из МКИТ приводит к резкому увеличению разности показателей в – т и величины равномерного удлинения (Δl/l0)р, при этом коэффициент упрочнения * повышается  в 1,8 раза.

Journal of Engineering Sciences, Vol. 3, Issue 1 (2016), pp. F 1–F 5.

F3

F


Influence of quenching temperature from the intercritical interval on the character of X70 steel strain hardening V. G. Gavrylova1), N. E. Mak-Mak2), M. A. Grigoreva3) 1), 2), 3)

Priazovskyi state technical university, 7, Universytets'ka Str., Mariupol, Ukraine, 87500

The article presents the analysis of the diagrams of X70 steel tension, previously normalized and quenched in water from intercritical А1-А3 interval, there were calculated the degree of hardening, evenly elongation and hardening coefficient as the ratio of the difference between the tensile strength and yield strength to the elongation of samples on the diagram tension sector, that corresponds to the evenly elongation. The nature of strain hardening coefficient  * change is determined. Its value becomes  1,8 times higher with the raising of quenching temperature of intercritical interval. Herewith the mixed ferritic– martensitic structure is formed, which dispersion increases with the raising of heating temperature for hardening of the mentioned interval. The results are recommended to use in the development of thermal hardening modes of low-carbon and low-alloy steels, as well as in the evaluating the parameters of their technological and functional characteristics. Keywords: intercritical interval, hardening coefficient, shtrips X70 steel, the degree of hardening, evenly elongation.

Вплив температури загартування з міжкритичного інтервалу на характер деформаційного зміцнення сталі Х70 В. Г. Гаврилова1), Н. Є. Мак-Мак2), М. О. Григор’єва3) 1), 2), 3) ДВНЗ «Приазовський державний технічний університет», вул. Університетська, 7, Маріуполь, Україна, 87500

У роботі на основі аналізу діаграм розтягання зразків сталі Х70, попередньо нормалізованих і загартованих у воді з міжкритичного Ас1-Ас3-інтервалу, розраховані ступінь зміцнення, рівномірне подовження та коефіцієнт зміцнення як відношення різниці меж міцності та плинності до відносного подовження розривних зразків на ділянці діаграми розтягання, що відповідає рівномірному подовженню. Установлений характер зміни коефіцієнта деформаційного зміцнення *. Його величина зі збільшенням температури загартування з міжкритичного інтервалу підвищується в 1,8 раза. При цьому формується змішана структура ферито-мартенситного типу, дисперсність якої зростає зі збільшенням температури нагрівання під загартування із зазначеного інтервалу. Одержані результати рекомендується використовувати під час розроблення режимів термозміцнення маловуглецевих, низьколегованих сталей, а також при оцінюванні показників їх технологічних та службових характеристик.

F

Ключові слова: міжкритичний інтервал, зміцнення, рівномірне подовження.

коефіцієнт зміцнення, штрипсова сталь Х70, ступінь

СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННЫХ ИСТОЧНИКОВ 1. Хайстеркамп Ф. Ниобийсодержащие низколегированные стали/ Ф. Хайстеркамп, К. Хулка, Ю. И. Матросов и др. – М. : Интермет инжиниринг, 1999. – 96 с. 2. Швейкин В. П. Микроструктура и фазовый состав низкоуглеродистых сталей после нагрева в межкритический интервал температур / В. П. Швейкин, В. А. Хотинов, В. М. Фарбер // Изв. Вузов, Черн. Мет. – 2008. – № 6. – С. 39–43. 3. Малинов Л. С. Влияние термообработки с нагревом в межкритический интервал температур на свойства сталей 60С2А и 60С2ХФА / Л. С. Малинов, И. Е. Малышева, Д. В. Малинова // Металлургическая и горнорудная промышленность. – 2012. – №1. – С. 55–58. 4. Haitao Jiang. Influence of isothermal bainitis processing on the mechanical properties and microstructure characterization of TRIP-steel / Haitao Jiang, Hubin Wu, Di Tang, Qiang Lui // J. Univ. Sci. and Technol. Beijing. – 2008. – №5. – Р. 574–579. 5. Урцев В. Н. Влияние деформации в двухфазной области на кинетику аустенит-феррит превращения в стали 08Г2С /

F4

Питання матеріалознавства

В. Н. Урцев, В. Д. Дегтярев, В. В. Мухин и др. // Сталь. – 2005. – № 5. – С. 75–84. 6. Богатов А. А. Механические свойства и модели разрушения металлов. / А. А. Богатов. – Екатеринбург: ГОУ ВПО УГТУ-УПИ, 2002. – 329 с. 7. Конева Н. А. Природа стадий пластической деформации / Н. А. Конева // Соровский образовательный журнал.– 1998. – № 10. – С. 99–105 8. Конева Н. А. Классификация, эволюция и самоорганизация дислокационных структур в металлах и сплавах / Н. А. Конева // Соровский образовательный журнал. – 1996. – № 6. – С. 99–107 9. Беликов С. В. Влияние температуры нагрева в межкритический интервал на формирование субзеренной структуры в предварительно закаленных низколегированных сталях [Электронный ресурс] / С. В. Беликов, К. И. Сергеева, М. С. Карабаналов, А. А. Попов и др.// Современные проблемы науки и образования (электронный журнал). – 2013. – № 2. – С. 34–40. – Режим доступа: http://www.science-education.ru/ru/article/view?id=8873


REFERENCES 1. Haysterkamp F., Hulka K., Matrosov Y. I., Morozov Y. D. et al (1999). Niоbiisoderjashie nizkolegirovannie stali [Niobiumcontaining low alloy steels]. M: Intermet inzhiniring [in Russian]. 2. Shveikin V. P., Khotinov V. A., Farber V. M. (2008). Microstruktura i fazovii sostav nizkouglerodistyh stalei posle nagreva v mezhkriticheskii interval temperatur [The microstructure and phase composition of low-carbon steel after heating in the intercritical temperature range]. Izv. Vuzov Chern. Met. – Proceedings of the universities of ferrous metallurgy, 6. – 39–43 [in Russian]. 3. Malinov L. S., Malysheva I. E., Malinova D. V. (2012). Vliyanie termoobrabotki s nagrevom v mezhkriticheskii interval temperatur na svoistva stalei 60S2A I 60S2HFA [Influence of heat treatment with heating in the intercritical temperature range on the properties of steels 60Si2 and 60Si2CrV]. Metalurgisheskaya I gornorudnaia promishlennost. – Metallurgical and Mining Industry, 1, 55–58 [in Russian]. 4. Haitao Jiang. Influence of isothermal bainitis processing on the mechanical properties and microstructure characterization of TRIP-steel / Haitao Jiang, Hubin Wu, Di Tang, Qiang Lui // J. Univ. Sci. and Technol. Beijing. – 2008. – № 5. – Р. 574–579. 5. Urtsev V.N., Degtyarev V.D., Mukhin V.V. (2005). Vliyanie deformacii v dvukhfaznoi oblasti na kinetiku austenite-ferit prevrashenia v stali 08G2S. [Influence of deformation in the

two-phase region on the kinetics of the austenite-ferrite transformation in the steel 08Mn2Si]. Stal. – Steel, 5, 75–84 [in Russian]. 6. Bogatov A.A. (2002) Mehanicheskie svoistva I modeli razrushenia metallov [The mechanical properties and fracture of metals model]. – Yekaterinburg: SEI HPE Ural STU, 329. 7. Koneva N.A. (1998) Priroda stadia plasticheskoi deformacyi [Nature stages of plastic deformation] Sorovsky obrazovatelnyi jurnal. – Soros Educational Journal, 10, 99–105[in Russian]. 8. Koneva N.A. (1996) Klassifikacia, evolucia I samoorganizacia dislokacionnih structur v metallah I splavah [Classification, evolution and self-organization of dislocation structures in metals and alloys] Sorovsky obrazovatelnyi jurnal. – Soros Educational Journal, 6, 99–107[in Russian]. 9. Belikov S. V., Sergeeva K. I., Karabanalov M. S., Popov A. A. and etc. // (2013). Vliyanie tenperaturi nagreva v mezhkriticheskii interval na formirovanie subzerennoi structure v predvaritelno zakalennikh nizkolegirovannikh staliakh [Effect of heating temperature in the intercritical interval of the formation of sub grain structure in the pre-hardened lowalloy steels]. Sovremennie problem nauki I obrazovania. – Modern problems of science and education (electronic journal), 2, 34–40. – URL: http://www.science-education.ru/ru/article /view?id=8873

F

Journal of Engineering Sciences, Vol. 3, Issue 1 (2016), pp. F 1–F 5.

F5


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

http://jes.sumdu.edu.ua/ Том 3, № 1 (2016) УДК 621.845.89.652

Одержання пористих металокерамічних матеріалів із використанням відходів машинобудування в режимі самопоширюваного високотемпературного синтезу Ю. С. Повстяна1), І. В. Савюк2), Л. М. Самчук3), Н. Т. Зубовецька4) 1), 2), 3), 4)

Луцький НТУ, вул. Львівська, 75, м. Луцьк, Україна, 43018

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

11 March 2016 26 April 2016 05 May 2016

Correspondent Author's Address: i. yuliapovstyana@ukr.net 2) kent-igor@mail.ru 3) samchuk04@yandex.ua 1)

Кількість і темпи утворення машинобудівних відходів, а також їх фізико-механічні властивості та здатність до відновлення зумовлюють пошук сфер їх застосування. Використання відходів як вихідних матеріалів для виготовлення виробів дозволяє істотно знизити їх вартість, позитивно впливає на довкілля та вирішує питання утилізації цих відходів. Відходи як сировина ідеально підходять для виготовлення пористих проникних матеріалів (фільтрів), а методи порошкової металургії дозволяють одержувати вироби з керованими фізико-механічними та фільтраційними властивостями. Такі матеріали зарекомендували себе як якісні фільтри для регенерації технічних рідин, мастил, мастильноохолоджувальних рідин, стічних вод та ін. Однак існуючі на сьогодні технології одержання таких матеріалів є застарілими та енергозатратними. Тому вдосконалення існуючих технологій одержання пористих проникних матеріалів є актуальним завданням. У статті проаналізовано методи й технології виготовлення пористих проникних матеріалів та запропоновано вдосконалену технологію їх виготовлення, що базується на використанні як основних компонентів окалини сталі та природного мінералу – сапоніту. Технологія передбачає пресування виробів при низьких тисках, а спікання – за рахунок проходження самопоширюваного високотемпературного синтезу. Запропонована технологія характеризується низькою собівартістю та гарними фізико-механічними властивостями одержаних виробів, що дає підстави використовувати їх для фільтрації та регенерації технічних рідин.

F

Ключові слова: металокераміка, сапоніт, окалина, самопоширюваний високотемпературний синтез, фільтри

ВСТУП Пористі керамічні матеріали, одержані, як правило, методом самопоширюваного високотемпературного синтезу, мають високу пористість, що позитивно впливає на фільтраційні властивості та низьку механічну міцність через їх крихкість. Саме низька механічна міцність є одним із найбільших недоліків відомих пористих проникних матеріалів. Найбільш цікавим матеріалом є пориста металокераміка завдяки унікальному поєднанню в ній фізикомеханічних властивостей металу й кераміки. Металокераміка має широкий діапазон пористості, проникності, високу міцність, високу теплопровідність, термо- і корозійну стійкість. Пористі металокерамічні матеріали, як правило, одержують методами порошкової металургії. Металокерамічні матеріали мають ряд переваг, які дозволяють розширити сферу їх застосування. До переваг металокерамічних матеріалів необхідно віднести перш за все широкий діапазон пористості і проникності, досить високу міцність, нечутливість до ударних навантажень. Металокерамічні пористі матеріали одержують пресуванням та спіканням металевих порошків і неорганічних сполук. Для виготовлення пористих метало-

F6

Питання матеріалознавства

керамічних матеріалів фільтрувального призначення застосовуються сферичні та несферичні порошки металів і сплавів, металеві волокна, глина та різного роду пороутворювачі, що забезпечують необхідну пористість та її рівномірний розподіл. Перспективним методом одержання таких матеріалів є порошкова металургія, СВС-процеси, металотермія. Усі ці методи не забезпечують одержання матеріалів з високими параметрами пористості. Метою роботи є вдосконалення технології одержання пористих проникних матеріалів з керованими фізико-механічними та фільтрувальними властивостями за рахунок використання в якості вихідних матеріалів відходів машинобудування та застосування енергоощадних методів одержання виробів. АНАЛІЗ ЛІТЕРАТУРНИХ ДЖЕРЕЛ У роботі [1] розроблений оптимальний склад шихти для одержання металокерамічних матеріалів. Як вихідні матеріали для реакційної суміші були використані такі матеріали: окалина легованої сталі 18Х2Н4МА, яка містить як легуючі елементи 18 % хрому, 2 % нікелю та 4 % молібдену. Авторами [2] на основі аналізу можливих шляхів утилізації відходів


запропонована комплексна енергозбережна технологія перероблення металевих порошків і оксидів у пористі фільтри для очищення різних розчинів від завислих частинок дисперсністю від 30 до 500 мкм. Авторами [3] запропонований спосіб виготовлення пористого проникного фільтра з відходів виробництва у режимі твердого горіння для очищення рідких середовищ від механічних домішок. Спосіб включає у себе змішування порошків металовмісних компонентів, завантаження в металеву форму і плавлення в режимі твердого горіння. Цей спосіб відрізняється тим, що перед плавленням виробляють віброущільнення компонентів 50–55 мас.% відходів машинобудівного та хімічного виробництв, а при змішуванні вводять порошки залізної окалини, яка є відходом термічної обробки сталі 18Х2Н4М у кількості 49–53 мас.%, оксиду хрому (IV), що є відходом хімічного виробництва, у кількості 4–6 мас.%, металевого хрому в кількості 4–6 мас.%, корунду в кількості 23–29 мас.% і алюмінію. У АлтГТУ під керівництвом В. В. Євстигнєєва, А. Л. Новосьолова, О. А. Лєбєдєвої та інших почали проводитися розробки та впровадження цієї технології [4]. Новизна СВС-технології одержання матеріалів для фільтрації відпрацьованих газів виявила недостатню вивченість деяких фізико-механічних і експлуатаційних властивостей пористих СВС-матеріалів при конструюванні й розрахунку каталітичних нейтралізаторів двигунів. ВИКЛАДЕННЯ МАТЕРІАЛУ Пресування та спікання порошків – це завершальні етапи виготовлення порошкових матеріалів. Саме ці фактори є вирішальними для характеристик виробів порошкової металургії. Зміна параметрів, способів реалізації та методів формування дозволяє одержати виріб із керованими фізичними та механічними характеристиками. На сьогоднішній день існує безліч методів пресування порошків. Одним з найпростіших є метод однобічного радіального пресування. Щодо технології спікання, на особливу увагу заслуговує метод СВС-синтезу. Цікавість обумовлена перш за все можливістю одержання матеріалів у складних композиціях, що не дозволяють одержувати цільові продукти іншими технологічними процесами, оперативністю проведення експериментів щодо створення матеріалів, забезпечення модифікування структури і фазового складу продукту, а отже, і комплексу структурних і структурно залежних властивостей. Неабияку роль при виборі такого методу спікання відіграє малий час спікання та за рахунок проходження металотермічної реакції малих затрат на його проходження. Вдосконалена технологія одержання пористих керамічних матеріалів із використанням відходів машинобудування та природних мінералів наведена на рис. 1. Велике значення для одержання якісних виробів має підбір шихтових матеріалів. У роботі основу композиційних складових шихти для одержання пористих матеріалів складають промислові відходи машинобудівного виробництва, що являють собою оксиди металів і металічні порошки. Як вихідні матеріали були взяті такі матеріали: окалина сталі 18Х2Н4МА, порошок оксиду алюмінію ТУ (48-5-22-87), природний мінерал – сапоніт Таш-

ківського родовища та 6 видів пороутворювачів. Шихтовий склад компонентів визначався експериментально, але з урахуванням можливих фазових перетворень в оксидах металів, наявних у шихті. Співвідношення компонентів шихти зведено в таблицю 1. Таблиця 1 – Співвідношення компонентів шихти № СапоОкалина ПороутзразAl2O3 ніт Fe3O4 ворювач ка Масова частка, % 1 25 30 35 10 2 25 35 30 10 3 30 30 30 10 4 35 25 30 10 5 30 35 25 10 6 40 20 30 10 7 20 40 20 10 8 20 20 40 10 9 40 30 15 15 10 35 15 40 10 За критерій відбору взято швидкість поширення хвилі горіння, оскільки цей параметр найбільш виражено показує ступінь взаємодії між компонентами шихти у СВС-процесі. Швидкість поширення хвилі горіння визначали на зразках діаметром 30 мм шляхом кадрової зйомки процесу спікання для кожного із зразків. На рисунку 2 наведено залежності швидкості поширення хвилі горіння від вмісту основних компонентів шихти.

F

Рисунок 2 – Залежність швидкості поширення хвилі горіння від вмісту компонентів у шихті (масова частка компонентів наведена у табл. 2). Вибрано оптимальний склад шихти: сапоніт 30 %; Al2O3 30 %; окалина 30 %; пороутворювач 10 %. При огляді літературних джерел було проаналізовано, що для одержання пористої кераміки використовуються такі пороутворювачі: карбамід (СН4N2О), поліетиленгліколь (C2nH4n+2On+1), карбонат кальцію (СаСО3), гідрокаробант натрію (NaHCО3), карболід (СО(NH2)2) та хлорид натрію (NaСІ) [5, 6]. Усі пороутворювачі різні за хімічним складом та властивостями, тому було проведено дослідження, як кожен із даних пороутворювачів буде взаємодіяти з даною системою. Формування зразків здійснювалося

Journal of Engineering Sciences, Vol. 3, Issue 1 (2016), pp. F 6–F 12.

F7


в різному співвідношенні компонентів. Масова частка компонентів для зразків наведена у табл. 2 Вихідні порошки металів та неметалів Сушіння (окалина)

Сушіння (сапоніт)

Подрібнення (окалина)

Подрібнення (сапоніт)

Просіювання (окалина)

Просіювання (сапоніт)

Сушіння (Al2O3), (СН4N2О)

Магнітна сепарація (окалина) Змішування компонентів Змішування шихти з клеєм

Сушіння Подрібнення Формування СВС-синтез Рисунок 1 – Технологічна схема одержання пористих керамічних матеріалів

F

№ 1 2 3 4 5 6

Таблиця 2 – Масова частка компонентів шихти СаО3 C2nH4n+2On+1 СН4N2О Al2O3 Окалина Сапоніт Карбонат ПоліетиленКарбамід кальцію гліколь Масова частка, % 30 30 30 10 – – 30 30 30 – 10 – 30 30 30 – – 10 30 30 30 – – – 30 30 30 – – – 30 30 30 – – –

Змішування порошків вихідних компонентів проводилось у кульовому млині з набором стальних кульок Ø 20 мм. Змішування проводили упродовж 2 годин до утворення однорідної маси. При пресуванні таких сумішей було виявлено нерівномірну структуру та крихкість зразків (рис. 2а). Для одержання міцних зразків при низьких тисках пресування було прийнято рішення використати як зв'язувальне клей КМЦ-Н ТУ 6-15-1077-92 в кількості 10 % від загальної маси шихти. Зразок без клею (а) та із додаванням клею (б) спресований при однаковому співвідношенні компонентів та тиску пресування 25 МПа наведений на рис. 3.

F8

Питання матеріалознавства

NaHC3 Гідрокарбонат натрію

СО(NH2)2 Карболід

NaСІ Хлорид натрію

– – – 10 – –

– – – – 10 –

– – – – – 10

а б Рисунок 3 – Сформовані зразки без додавання (а) та з додаванням клею (б)


Рисунок 4 – Дослідні зразки, спечені в режимі СВС Спечені зразки незалежно від виду пороутворювача мають високу твердість, тріщиностійкість та міцність. Використовуючи розроблену технологію виготовлення металокерамічних виробів, можна добитися різних фізико-механічних характеристик. Оскільки цей матеріал планується використовувати для регенерації технічної рідини, то основним його параметром є пористість. Площинну пористість визначали за мікрофотографіями шліфів за допомогою програми Smart-eye. Встановлено, що середня пористість для всіх зразків дорівнює 15–20 % (рис. 5).

20 18

Пористість, %

Готову суміш сушили 1 годину при температурі 50 °С, після чого проводили повторне подрібнення шихти з метою роздрібнення склеєних частин порошку. При такій схемі підготовки шихта має високий ступінь спресованості при низьких тисках пресування. Пресування суміші здійснювалося на гідравлічному пресі моделі ПСУ-125. Для формування зразків була використана прес-форма для одностороннього пресування, виготовлена з нержавіючої сталі марки 12Х18Н10Т. Пресування здійснювалося в діапазоні тисків 10–25 МПа. Зразки мали циліндричну форму Ø 30 та висоту 40 мм. Спікання зразків проводилось у реакторі для проведення самопоширюваного високотемпературного синтезу, розробленого науковцями Луцького НТУ [7, 8]. Для максимального контролю за ходом СВС-процесу в реакторі встановлено 2 термопари, зверху та знизу дослідного зразка. Таке розміщення термопар дозволяє контролювати швидкість поширення хвилі горіння та рівномірність спікання на всіх етапах. Спечені зразки наведені на рис. 4.

16 14

12 10 800 950 1050 1150 1250 1350 1450 1550 1650 1750

Температура, °С 10МРа

15МРа

20МРа

25МРа

Рисунок 5 – Залежність відносної пористості від температури спікання Зразки для металографічних досліджень виготовлялися за стандартною методикою. Растрова електронна мікроскопія проводилася за допомогою ESEM Philips XL30-FEG. З метою одержання чіткого зображення меж зерен шліфи протравлювали 4 % Н2SO4. На рис. 6 наведені фотознімки структур одержаного матеріалу з різними пороутворювачами. Аналіз електронних мікрофотографій при спостереженні показав світлі включення у структурі, це оксиди заліза. Розподіл ділянок відновленого заліза дозволяє припустити, що відбувається при подальшому рості металевих фрагментів, одночасно із ростом ділянок відновленого заліза відбувається фазорозділення – переміщення заліза в напрямку оксиду алюмінію [9–11]. Основною фазою продукції є також оксид алюмінію з рівноважними параметрами гратки. У структурі кінцевого продукту алюміній наявний у вигляді полів розміром від 10 до 300 мкм, структура яких схожа зі структурою ділянок відновлення заліза в продуктах реакцій відновлення оксиду заліза (IV). З одержаних структур можна зробити висновок, що при додаванні пороутворювачів, різних за хімічним складом та властивостями, можливо одержати пористий матеріал. Під час аналізу розміру та форми пор найбільш прийнятною для пористого тіла буде структура із додаванням пороутворювачів – карбаміду та гідрокарбонату натрію.

Journal of Engineering Sciences, Vol. 3, Issue 1 (2016), pp. F 6–F 12.

F9

F


а) х 250

в) х 350

б) х 250

г) х 500

F

д) х 500 е) х 350 Рисунок 6 – Мікроструктура пористого проникного матеріалу із додаванням різних пороутворювачів (а – карболід; б – хлорид натрію; в – карбамід; г – поліетиленгліколь; д – карбонат кальцію; г – гідрокарбонат натрію) ВИСНОВОК Удосконалена технологія виготовлення пористих проникних матеріалів дозволяє одержувати вироби з керованими фізико-механічними та фільтраційними властивостями, основу яких складають відходи машинобудівного виробництва та природні мінерали. Експериментальні дослідження показали ефективність запропонованої технології щодо відомих. Низький тиск пресування та спікання за рахунок СВС-процесу дозволяє скоротити час та затрати на виготовлення. Одержані зразки мають достатню міцність, пористість та фільтраційні властивості.

F 10

Питання матеріалознавства


Production of porous sintered materials using wastes of manufacturing engineering in self – propagating high-temperature synthesis Y. S. Povstyana1), I. V. Saviuk2), L. M. Samchuk3), N. T. Zubovetska4) 1), 2), 3), 4)

Lutsk National Technical University, 75, Lvovskaya Street, Luck, Ukraine, 43018

The increasing amount of wastes produced by the manufacturing engineering, as well as their physical and mechanical properties and restorability provide a search for sphere of their application. The actual problem of modern science is the utilization of wastes and using them in further production that will minimize their harmful impact on the environment and reduce the cost of expensive raw materials. Wastes are ideally suitable for the manufacture of porous permeable materials (filters). Powder metallurgy allows obtaining products with controlled filtration, physical and mechanical properties. Such materials are good filters for regeneration of technical liquids, oils, cooling fluids, sewage etc. The article analyzes the methods and technologies for the manufacture of porous ceramic materials and a new technology for their manufacture, which is based on use of mill scale and natural mineral – saponite as the main components. Compression technology provides products at low pressures and sintering by passing high-temperature synthesis. The proposed technology is characterized by low cost and good physical and mechanical properties of the product that gives a reason to use them for filtering and regeneration of technical liquids. Keywords: porous sintered materials, saponite, scale, the SHS, filters

Получение пористых металлокерамических материалов с использованием отходов машиностроения в режиме самораспространяющегося высокотемпературного синтеза Ю. С. Повстяна1), И. В. Савюк2), Л. М. Самчук3), Н. Т. Зубовецкая4) 1), 2), 3), 4)

Луцкий национальный технический университет, ул. Львовская, 75, г. Луцк, Украина, 43018

Количество и темпы образования машиностроительных отходов, а также их физико-механические свойства и способность к восстановлению обусловливают поиск сфер их применения. Использование отходов в качестве исходных материалов для изготовления изделий позволяет существенно снизить их стоимость, что положительно влияет на окружающую среду и решает вопрос утилизации этих отходов. Отходы как сырье, идеально подходят для изготовления пористых проницаемых материалов (фильтров), а методы порошковой металлургии позволяют получать изделия с управляемыми физикомеханическими и фильтрационными свойствами. Такие материалы зарекомендовали себя как хорошие фильтры для регенерации технических жидкостей, масел, смазочно-охлаждающих жидкостей, сточных вод и т. п. Однако существующие в настоящее время технологии получения таких материалов являются устаревшими и энергозатратными. Поэтому совершенствование существующих технологий получения пористых проницаемых материалов является актуальной задачей. В статье проанализированы методы и технологии изготовления пористых проницаемых материалов и предложена усовершенствованная технология их изготовления, основанная на использовании в качестве основных компонентов окалины стали и природного минерала – сапонита. Технология предусматривает прессование изделий при низких давлениях, а спекание за счет прохождения самораспространяющегося высокотемпературного синтеза. Предложенная технология характеризуется низкой себестоимостью и хорошими физико-механическими свойствами полученных изделий, что дает основания использовать их для фильтрации и регенерации технических жидкостей.

F

Ключевые слова: металлокерамика, сапонит, окалина, самораспрастраняющийся высокотемпературный синтез, фильтры.

СПИСОК ВИКОРИСТАНИХ ДЖЕРЕЛ 1. Евстигнеев В. В. Получение пористых керамических материалов с использованием отходов машиностроения на основе термохимического синтеза/ В. В. Евстигнеев, Н. П. Тубалов , О. А. Лебедева, В. И. Верещагин // Ползуновский вестник. – 2003. – № 1 – 2. – С. 158 – 161. 2. Евстигнеев В. В. Интегральная технологическая схема получения пористых материалов для изготовления изделий промышленного назначения/ В. В. Евстигнеев, Н. П. Тубалов, О. А. Лебедева // Процессы горения и взрыва в физикохимии и технологии неорганических материалов: ТрудыВсеросс. конф. – М., 2002. – С. 443 – 447. 3. Пат. 2376110 Ru B01D39/10. Способ изготовления пористого проницаемого фильтра из отходов производства в режиме твердого горения с применением самораспространяющегося высокотемпературного синтеза для очистки жидких сред от механических примесей. / О. А. Лебедева,

В. Д. Гончаров, Г. М. Кашкаров, В. И. Клочинская. Заявл. 2008-05-12, Опуб. 20.12.2009 4. Получение пористых изделий методом термосинтеза из промышленных отходов для решения экологических проблем / В. В. Евстигнеев, О. А. Лебедева, Н. П. Тубалов, В. И. Яковлев // Проблемы и перспективы развития литейного производства. – Барнаул, 1999. – Вып. 1. – С. 190–191 5. Каныгина О. Н. Высокотемпературные фазовые превращения в железосодержащих глинах Оренбуржья/ Каныгина О. Н., Четверикова А. Г., Лазарев Д. А., Сальникова Е. В. // Вестник Оренбургского государственного университета. – 2010. – № 6 (112). – С. 113–118. 6. Лукин Е. С. Пористая проницаемая керамика из оксида алюминия / Е. С. Лукин, А. Л. Кутейникова, Н. А. Попова // Стекло и керамика. – 2003. – No 3. – С. 17–18 7. Пат. 91287 UaB22F 3/23, C01G 1/00. Реактор для прове-

Journal of Engineering Sciences, Vol. 3, Issue 1 (2016), pp. F 6–F 12.

F 11


дення самопоширюючого високотемпературного синтезу (СВС-процесу). / Л. М. Самчук, Н. М. Гулієва, В. Д. Рудь, О. Ю. Повстяной, І. В. Савюк, Ю. В. Воробей, М. М. Заікін. Заявл. 11.02.2014, Опубл. 25.06.2014

8. Preiss, A. Tailored graded pore structure in zirconia toughened alumina ceramics using double-side cooling freeze casting / A. Preiss, B. Sua, S.Collins et al. // J. Eur. Ceramic. Soc. – 2012. – Vol. 32, № 8. – Р. 1575 – 1583.

REFERENCES 1. Evstigneev, V. V., Tubalov, N. P. Lebedeva, O. A., Vereshchagin, V. I. (2003) Poluchenie poristyih keramicheskih materialov s ispolzovaniem othodov mashinostroeniya na osnove termohimicheskogo sinteza [Obtaining porous ceramic materials using waste engineering-based thermochemical synthesis]. Barnaul: Polzunovskiy vestnik [in Russian]. 2. Evstigneev, V. V, Tubalov, N. P, Lebedeva, O. A, (2003) Integralnaya tehnologicheskaya shema polucheniya poristyih materialov dlya izgotovleniya izdeliy promyishlennogo naznacheniya [Getting porystыh Ceramic Using material from waste mashinostroeniya based termohymycheskoho synthesis] Moskva [in Russian]. 3. Patent 2376110 Ru B01D39/10A Sposob izgotovleniya poristogo pronitsaemogo filtra iz othodov proizvodstva v rezhime tverdogo goreniya s primeneniem samorasprostranyayuschegosya vyisokotemperaturnogo sinteza dlya ochistki zhidkih sred ot mehanicheskih primesey [method of manufacturing a porous permeable filter out waste products in the mode of combustion using a solid SHS for the purification of liquid media from mechanical impurities] / Lebedeva O. A, Goncharov V. D, Kashkarov G. M, Klochinskaya V. I. Statement 2008-05-12, Published 20.12.2009.

F

F 12

Питання матеріалознавства

4. Evstigneev, V. V., Lebedeva, O. A., Tubalov, N. P., Yakovlev, V. I.(1991) Poluchenie poristyih izdeliy metodom termosinteza iz promyishlennyih othodov dlya resheniya ekologicheskih problem [Obtaining porous products by thermosynthesis of industrial waste to address environmental issues] Barnaul [in Russian]. 5. Kanygina, O. N., Chetverikov, A. G., Lazarev, D. A., Salnikova, E. V. (2010) Vyisokotemperaturnyie fazovyie prevrascheniya v zhelezosoderzhaschih glinah Orenburzhya [The high-temperature phase transformations in iron-bearing clays Orenburg] Bulletin of the Orenburg State University [in Russian]. 6. Lukin, E. S., Kuteynikova, A. L., Popova, N. A, Lukin, E. S. (2003) Poristaya pronitsaemaya keramika iz oksida alyuminiya [Porous permeable ceramic aluminum] Glass and keramika. [in Russian]. 7. Patent 91287 UaB22F 3/23, C01G 1/00. Reactor for hightemperature synthesis (SHS process)./ Samchuk L. M, Guliyeva N. M., Rud V. D, Povstyanoy O. Y, Savyuk I. V, Zaikin M. M. Statement 11.02.2014, Published 25.06.2014. 8. Preiss, A., Sua, B., Collins, S. et al. (2012) Tailored graded pore structure in zirconia toughened alumina ceramics using double-side cooling freeze casting (Vol. 32, №8) J. Eur. Ceramic. Soc.


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

http://jes.sumdu.edu.ua/ Том 3, № 1 (2016) УДК 502.5:622,323.016.2’156:658.567.5

Оптимізація процесу сумісного перероблення бурового шламу та фосфогіпсу І. Ю. Аблєєва1) 1)

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

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

01 March 2016 27 April 2016 05 May 2016

Correspondent Author's Address: i.ableyeva@ecolog.sumdu.edu.ua

1)

Сумісна утилізація бурового шламу та фосфогіпсу з одержанням будівельного матеріалу є екологічно доцільною та економічно ефективною, оскільки сприяє не лише запобіганню забрудненню довкілля, а й вирішенню проблеми раціонального природокористування. Буровий шлам – відходи, що утворюється при бурінні нафтових свердловин, а фосфогіпс – відхід хімічної промисловості, що формуються у результаті виробництва концентраційної фосфорної кислоти. Однак техногенна сировина містить важкі метали, які можуть переходити у готовий продукт та вилуговуватися з нього. Ідея автора полягає в оптимізації екологічної характеристики процесу перероблення бурового шламу та фосфогіпсу. Функцією мети була визначена концентрація важких металів в екстракті з гіпсобетону, що залежить, передусім, від структурно-технологічних параметрів. Мета роботи – розв’язання задачі математичного програмування, тобто пошуку оптимального розв’язку значень факторів для процесу сумісного перероблення бурового шламу та фосфогіпсу. Математичне програмування розв’язання задачі оптимізації екологічної характеристики гіпсобетону (мінімізація концентрації важких металів в екстракті) виконувалося методом простого випадкового пошуку у середовищі програмування Borland C++ мовою програмування Сі. Установлено, що для мінімізації концентрації важких металів в екстракті з гіпсобетону необхідно дотримуватися знайдених значень таких факторів: масового співвідношення фосфогіпсового в’яжучого до бурового шламу – 2,93 од., масової частки негашеного вапна від маси фосфогіпсового в’яжучого – 0,09 од., віку гіпсобетону – від 19 діб, часу експозиції – 28 діб.

G

Ключові слова: перероблення промислових відходів, вторинна сировина, гіпсобетон, дифузія важких металів, математичне програмування, метод простого випадкового пошуку.

ВСТУП На сьогодні процес утворення, накопичення та зберігання промислових відходів нафтогазового комплексу і хімічної промисловості становить досить істотну екологічну проблему, пов’язану із значним техногенним навантаженням на об’єкти довкілля. Зона впливу забруднювальних речовин - відходів - характеризується зростанням ризику для здоров’я та життя людини, попередження якого є пріоритетним завданням держави. Вирішення проблеми зниження екологічної небезпеки територій, безсумнівно, базується на зменшенні обсягів формування відходів та переробленні й утилізації накопичених відходів. При цьому досить перспективним способом поводження з такими видами промислових відходів, як буровий шлам і фосфогіпс, є безпосередньо нескладування та захоронення, а їх утилізація з повторним використанням. Питання підвищення ефективності та оптимізації технологічного процесу одержання кінцевого продукту при застосуванні цих відходів як вторинної мінеральної сировини з дотриманням вимог екологічної безпеки набуває дедалі більшої актуальності. АНАЛІЗ ОСТАННІХ ПУБЛІКАЦІЙ На цей час процес сумісного перероблення бурового шламу та фосфогіпсу з одержанням будівельно-

го матеріалу типу гіпсобетон мало досліджений. У зв’язку з наявністю у цих відходах біогенних елементів фосфогіпс може застосовуватися як меліорант, хоча цей напрямок нерідко стримується для свіжих відходів, які характеризуються понаднормативною кількістю фторидів, оксиду фосфору та важких металів, вміст який зменшується з часом. Саме тому відомий та досліджений на практиці лише спосіб перероблення бурового шламу з використанням фосфогіпсу як компонента композиції, до складу якого також входять солома та органічне добриво [1]. Ця суміш вводиться до шламового амбару для нейтралізації та затвердіння відходів буріння шляхом прискорення біологічного розкладу органічних сполук. Однак цей спосіб дозволяє лише знешкодити та захоронити відходи, а не утилізувати їх. Проблему нейтралізації кислих залишків фосфогіпсу частково вирішує використання замість сирого фосфогіпсу відвальних відходів, оскільки відбувається зменшення концентрації домішок з часом. Вчені з Литви – А. Kaziliunas, S. Stonis, V. Leskeviciene та ін. - досліджували і довели ефективність застосування вапна як нейтралізувального реагенту [2, 3]. Нейтралізацію відвального фосфогіпсу проводять у процесі перероблення його на мінеральне в’яжуче, яке за основними властивостями не відрізняється від природного гіпсового в'яжучого [4]. Цей напрямок

Journal of Engineering Sciences, Vol. 3, Issue 1 (2016), pp. G 1–G 5.

G1


утилізації фосфогіпсу є одним із найбільш перспективних, оскільки відповідає принципам раціонального природокористування та ресурсозбереження. Виходячи із складу бурового шламу [5], його можна використовувати як дрібний заповнювач при виготовленні будівельної конструкції «гіпсобетон» на основі фосфогіпсового в’яжучого. Таким способом реалізується технологія утилізації одних відходів за допомогою інших, що підвищує її економічну ефективність. Проте будівельні матеріали, виготовлені із техногенної сировини, повинні мати задовільні як технічні, так й екологічні характеристики. Більше того, у зв’язку з використанням вторинних мінеральних ресурсів необхідним є створення відповідних умов для одержання екологічно безпечного кінцевого продукту. Це завдання, але для інших відходів, вирішується у працях Н. П. Лукутцової [6–8]. Так, на основі математичного моделювання водноміграційних процесів важких металів з бетону, при розв’язанні змішаної крайової задачі методом сіток, установлені особливості впливу структурнотехнологічних факторів. Однак для бурового шламу та фосфогіпсу зазначене питання практично не описується у літературних джерелах, що свідчить про низький рівень його вивчення. Мета роботи полягає у розв’язанні задачі математичного програмування, тобто пошуку оптимального розв’язку значень факторів для процесу сумісного перероблення бурового шламу та фосфогіпсу.

G

МАТЕРІАЛИ ТА МЕТОДИ При реалізації запропонованого методу утилізації бурового шламу та фосфогіпсу [9] на останній стадії технологічного процесу у бетонозмішувачі формується гіпсобетонна суміш із таких компонентів: бурового шламу, фосфогіпсового в’яжучого, вапняної суспензії та води. При цьому вміст зазначених складових може коливатися у заданих межах, що впливає як на технічні, так і на екологічні властивості виготовленого гіпсобетону. Технічна характеристика гіпсобетону визначається, передусім, міцністю при стисканні, а екологічна – ступенем дифузії важких металів із гіпсобетону, тобто концентрацією конкретного металу у водному екстракті. Для знаходження оптимальних значень факторів, що впливають на зазначені характеристики, необхідно вирішити завдання оптимізації за такими послідовними етапами: 1) визначення мети (цілі); 2) складання списку вхідних та вихідних параметрів; 3) описання словами обмежень на параметри; 4) вираження мети та обмежень за допомогою математичних рівнянь та нерівностей. Фізичний та математичний зміст дифузії важких металів (на прикладі міді) з гіпсобетону При розміщенні зразка гіпсобетону у водне середовище відбувається вилуговування важких металів з твердого в рідину. Цей процес можна розділити у просторі та часі на дві стадії: 1) молекулярну дифузію важких металів всередині твердого тіла (гіпсобетону) до його поверхні; 2) масовіддачу важких металів – молекулярний G2

Інженерна екологія

та конвективний переходи їх із поверхні розділу фаз у рідину. Перехідним етапом є утворення дифузійного шару проміжної плівки розчину важких металів товщиною d з концентрацією Сˈт (рис. 1). Дифузійний шар

Рисунок 1 – Схема міграції важких металів за одновимірного стаціонарного режиму дифузії У початковий момент часу при τ0 = 0 с концентрацію міді у твердій фазі беремо за ст0 > 0 г/кг, а у рідкій фазі ср0 = 0 г/кг. За рахунок цього виникає градієнт концентрації ∆с = ст – ср, що є рушійною силою процесу вилуговування міді з твердої фази та її дифузію у рідку фазу. Математичне відображення процесу дифузії полягає у вирішенні диференціального рівняння Фіка, що описує зміну у часі концентрації речовини, яка дифундує [10]. У випадку односпрямованої дифузії (відносно осі абсцис х) належить до параболічного типу і набуває вигляду [11]: ∂c ∂ c =D , ∂t ∂x

(1)

де с (x, t) – концентрація речовини у точці х у момент часу t; D – позитивна константа, що описує швидкість поширення речовини. При дифузії із зразка гіпсобетону форми паралелепіпеда, який беремо за джерело кінцевої товщини, розміщене в площині x = 0 і містить кількість дифузанту М на одиницю площі, у зразок, де дифузант початково був відсутній, розв’язок дифузії має вигляд [12]: c(x, t) =

M √πDt

∙ exp −

x , 4Dt

(2)

де М – маса дифузанту, кг; D – коефіцієнт дифузії; t – момент часу, с; х – напрямок координатної осі. Для цього випадку розв’язку рівняння дифузії задаємо, що коефіцієнт дифузії D постійний і не залежить від концентрації речовини, яка дифундує, часу та координат. Але коефіцієнт дифузії D залежить від таких внутрішніх факторів: масового співвідношення гіпсового в’яжучого до бурового шламу (mГВ/mБШ), масової частки негашеного вапна


від маси гіпсового в’яжучого (mСаО/mГВ) та віку гіпсобетону (t). Таким чином, ці параметри будуть опосередковано впливати на концентрацію важких металів в екстракті з гіпсобетону. РЕЗУЛЬТАТИ ТА ОБГОВОРЕННЯ При оптимізації екологічної складової процесу сумісної утилізації бурового шламу та фосфогіпсу параметром оптимізації є ступінь дифузії важких металів з гіпсобетону в довкілля, тобто концентрація важких металів в екстракті. З метою дотримання вимог екологічної безпеки зазначену функцію цілі необхідно мінімізувати: С → min. Згідно з формулою (2) маса дифузанту є константою, а коефіцієнт дифузії, момент часу та напрямок координатної осі – змінними. При цьому коефіцієнт дифузії є функцією, що залежить від інших змінних. У зв’язку з цим задаємо такі вхідні параметри, тобто фактори, що варіюються:  напрямок координатної осі – Х1;  час експозиції гіпсобетону у середовищі, τ – Х 2;  масове співвідношення фосфогіпсового в’яжучого, одержаного з фосфогіпсу відвального, до бурового шламу, mГВ/mБШ – Х3;  масова частка негашеного вапна від маси фосфогіпсового в’яжучого, mСаО/mГВ – Х4;  вік гіпсобетону, t – Х5;  коефіцієнт дифузії, D – Х6. Обмеження на параметри встановлювалися, виходячи з положень, наведених нижче. Напрямок координатної осі залежить від геометричних розмірів зразка гіпсобетону (190х190х390 мм). Максимальний час експозиції гіпсобетону у заданому середовищі визначається моментом встановлення рівноваги у системі «гіпсобетон – середовище». Рівноважна концентрація для важких металів, визначена розрахунковим способом, становить у середньому близько 20–30 діб. Масове співвідношення гіпсового в’яжучого до бурового шламу з експлуатаційно-технічних причин повинно бути не менше ніж 0,5 од., а з економічних – не більше ніж 3,5 од. При масовій частці негашеного вапна від маси гіпсового в’яжучого більше ніж 0,2 од. різко погіршуються міцнісні характеристики гіпсобетону, що перешкоджає вирішенню поставленого завдання оптимізації з досягненням екологічного ефекту, а також подальшому використанню продукту утилізації за цільовим призначенням. Із віком гіпсобетону як фактором, що впливає на ступінь іммобілізації важких металів бурового шламу в утвореному гіпсобетоні, безпосередньо пов'язана його міцність, яка поступово зростає з моменту замішування гіпсобетонного тіста, набуваючи максимального значення на 28-му добу, після чого залишається на сталому рівні. Виразимо задані обмеження на параметри у вигляді таких математичних нерівностей:

0,001 ≤ X1 ≤ 20; 1 ≤ X2 ≤ 31; 0,5 ≤ X3 ≤ 3,5; 0 ≤ X4 ≤ 0,2; 1 ≤ X5 ≤ 31. Змінна Х6 (коефіцієнт дифузії D) залежить від змінних Х3, Х4 та Х5 (Х6 = f(Х3, Х4, Х5)) і описується таким рівнянням X =

, ∙

+ (X − 0,2 ∙ X + 0,01) + (0,04 ∙ e

), (3)

де k1 – константа (згідно з експертною оцінкою k1 = 0,01). Функція цілі (концентрація важких металів в екстракті) залежить від параметрів Х1, Х2, Х6 та виражається рівнянням F(X , X , X ) =

∙ exp −

,

(4)

де m1 – маса дифузанту у зразку, кг. Математичне програмування розв’язання задачі оптимізації екологічної характеристики гіпсобетону (мінімізація концентрації важких металів в екстракті) виконувалося методом простого випадкового пошуку у середовищі програмування Borland C++ мовою програмування Сі. Реалізація програми передбачає спочатку введення значень констант, нижніх та верхніх меж заданих шести змінних, однак їх можна прописати в лістингу. Потім відбувається генералізація N разів випадкових значень факторів, що дозволяє обрахувати змінну Х6, а також зазначену функцію цілі за рівняннями (3) та (4) відповідно. У результаті роботи програми були знайдені такі оптимальні значення факторів, за яких стає можливим мінімізувати дифузію важких металів з гіпсобетону:  напрямок координатної осі, Х = 16 · 10-2 м;  час експозиції гіпсобетону у середовищі, τ = 28,69 доби;  масове співвідношення фосфогіпсового в’яжучого mГВ/mБШ = 2,93 од.;  масова частка негашеного вапна від маси фосфогіпсового в’яжучого, mСаО/mГВ = 0,09 од.;  вік гіпсобетону, t = 19 діб;  коефіцієнт дифузії, D = 0,0012. Таким чином, під час приготування гіпсобетонної суміші та подальшої експлуатації виготовленого гіпсобетону необхідно дотримуватися одержаних значень зазначених параметрів. ВИСНОВКИ Сумісне перероблення бурового шламу та фосфогіпсу з одержанням будівельного матеріалу типу гіпсобетон дозволяє вирішити досить важливу екологічну проблему – поводження з промисловими відходами. Однак, незважаючи на перспективність використання вторинних мінеральних ресурсів із позиції принципів ресурсозбереження, техногенна сировина не завжди є екологічно безпечною. У роботі була зроблена спроба оптимізації процесу утилізації бурового шламу та фосфогіпсу з точки

Journal of Engineering Sciences, Vol. 3, Issue 1 (2016), pp. G 1–G 5.

G3

G


зору екологічних властивостей кінцевого продукту. Екологічність визначалася ступенем дифузії з гіпсобетону важких металів як основних забруднювальних речовин відходів. Тому концентрація металів у витяжці і становила функцію мети, а її мінімізація – параметр оптимізації. При цьому були встановлені фактори, що впливають на функцію мети, серед яких окрему групу складали внутрішні параметри, пов’язані із складом гіпсобетонної суміші. Математичне програмування розв’язання задачі пошуку оптимального розв’язку для заданої функції мети проводилося методом простого випадкового пошуку мовою програмування Сі у середовищі

програмування Borland C++. Таким чином, установлено, що для мінімізації концентрації важких металів в екстракті з гіпсобетону необхідно дотримуватися знайдених значень таких факторів: масового співвідношення фосфогіпсового в’яжучого до бурового шламу – 2,93 од., масової частки негашеного вапна від маси фосфогіпсового в’яжучого – 0,09 од., віку гіпсобетону – від 19 діб, часу експозиції – 28 діб. Одержані результати стосуються конкретного бурового шламу та фосфогіпсу відвального.

Optimization of joint recycling process of drilling sludge and phosphogypsum I. Yu. Ablieieva1) 1)

Sumy State University, 2, Rimsky Korsakov Str., Sumy, Ukraine, 40007 Joint recycling of drilling sludge and phosphogypsum with obtaining a building material is environmentally appropriate and cost-effective, as it helps not only to prevent environmental pollution, but also to solve the problem of rational nature management. Drilling sludge is a waste formed during drilling oil wells, and phosphogypsum is a waste of the chemical industry, formed as a result of the production of concentrational phosphoric acid. However, technogenic raw materials contain heavy metals that can be transformed into a finished product and leached out of it. The problem of minimizing the negative impact of pollutants is very important to reduce the risk to human health. The author's idea is to optimize ecological characteristics of drilling waste and phosphogypsum recycling process. The concentration of heavy metals in the extract of gypsum concrete was determined as the function of the target which depends primarily on structural and technological parameters. The purpose of the article is solution to mathematical programming task, i.e., finding optimal solutions for the factors values of drilling sludge and phosphogypsum recycling process. Mathematical programming solution to optimization problem of the gypsum concrete environmental characteristics (to minimize concentration of heavy metals in the extract) was performed by the method of simple random search in the Borland C ++ programming environment using C programming language. It is necessary to observe the values of such factors to minimize concentration of heavy metals in the extract of gypsum concrete. The mass ratio of gypsum binder and drilling sludge is 2.93 units, the mass ratio of quick lime and gypsum binder is 0.09 units, the age of gypsum concrete is above 19 days, exposure time is 28 days.

G

Keywords: recycling of industrial wastes, secondary raw materials, gypsum concrete, diffusion of heavy metals, mathematical programming, simple random search method.

Оптимизация процесса совместной переработки бурового шлама и фосфогипса И. Ю. Аблеева1) 1)

Сумский государственный университет, ул. Римского-Корсакова, 2, Сумы, Украина, 40007 Совместная утилизация бурового шлама и фосфогипса с получением строительного материала является экологически целесообразной и экономически эффективной, поскольку способствует не только предотвращению загрязнения окружающей среды, но и решению проблемы рационального природопользования. Буровой шлам – отход, образующийся при бурении нефтяных скважин, а фосфогипс – отход химической промышленности, формируется в результате производства концентрационной фосфорной кислоты. Однако техногенное сырье содержит тяжелые металлы, которые могут переходить в готовый продукт и выщелачиваться из него. Идея автора заключается в оптимизации экологической характеристики процесса переработки бурового шлама и фосфогипса. Функцией цели была определена концентрация тяжелых металлов в экстракте из гипсобетона, что зависит, прежде всего, от структурно-технологических параметров. Цель работы – решение задачи математического программирования, то есть поиска оптимального решения значений факторов для процесса совместной переработки бурового шлама и фосфогипса. Математическое программирование решения задачи оптимизации экологической характеристики гипсобетона (минимизация концентрации тяжелых металлов в экстракте) выполнялось методом простого случайного поиска в среде программирования Borland C ++ на языке программирования Си. Установлено, что для минимизации концентрации тяжелых металлов в экстракте из гипсобетона необходимо соблюдать найденные значения таких факторов: массового соотношения фосфогипсового вяжущего к буровому шламу – 2,93 ед., массовой доли негашеной извести от массы фосфогипсового вяжущего – 0,09 ед., возраста гипсобетона – от 19 суток, времени экспозиции – 28 суток. Ключевые слова: переработка промышленных отходов, вторичное сырье, гипсобетон, диффузия тя-

G4

Інженерна екологія


желых металлов, математическое программирование, метод простого случайного поиска.

СПИСОК ВИКОРИСТАНИХ ДЖЕРЕЛ 1. Пат. 48471 Україна, МПК (2001) E21B33/00. Спосіб виконання гідроізоляції амбарів-накопичувачів та захоронення відходів буріння при будівництві свердловини на нафту і газ / Зеленський І. І., Любченко В. Ф. ; заявник та патентовласник Товариство з обмеженою відповідальністю Науково-виробниче підприємство Імпульс-С – № 2001085956 ; заявл. 27.08.2001; опубл. 15.08.2002, Бюл. № 8. – 8 с. 2. Kaziliunas A. Calcium orthophosphates hydrates: formation, stability and influence on standard properties of portland cement / A. Kaziliunas // Ceramics – Silicaty. 2013. - Vol. 57, № 4, - Р. 297-304. 3. Kaziliunas, A., Leskeviciene, V., Vektaris, V., & Valancius, Z. The study of neutralization of the dihydrate phosphogypsum impurities. Ceramics – Silicaty / A. Kaziliunas, V. Leskeviciene, V. Vektaris, Z. Valancius // 2006. - Vol. 50, № 3, - Р. 178-184. 4. Пат. 36150 Україна, МПК (2006) C01B 25/00. Спосіб одержання гіпсового в’яжучого з фосфогіпсу / Карпович Е. О., Вакал С. В., Золотарьов О. Е., Шарапов С. В., Соколович С. О. ; заявник та патентовласник Сумський державний науково-дослідний інститут мінеральних добрив і пігментів; Товариство з обмеженою відповідальністю УКРРОСГІПС. – № u200807228 ; заявл. 26.05.2008 ; опубл. 10.10.2008, Бюл. № 19. – 3 с. 5. Utilization of solid wastes in construction materials / Md. Safiuddin, M. Z. Jumaat, М. А. Salam, et al. // International Journal of the Physical Sciences. – 2010. - Vol. 13, № 5. P. 1952-1963. 6. Лукутцова Н. П. Получение экологически безопа-

сных строительных материалов из природного и техногенного сырья : автореф. Дис. д-ра. техн. наук : 05.23.05 – Строительные материалы и изделия / Н. П. Лукутцова. – Белгород, 2005. – 42 с. 7. Лукутцова Н. П. Комплексная экологическая оценка сырья, строительных материалов и промышленных отходов / Н. П. Лукутцова // Жилищное строительство. – 2004. – № 7. – С. 22–23. 8. Лукутцова Н.П. Тяжелые металлы в строительных материалах, содержащих техногенное сырье / Н.П. Лукутцова // Строительные материалы. – 2004. – № 10. – С. 44–46. 9. Пат. 97529 Україна, МПК (2015.01) C02F 11/00. Спосіб утилізації бурового шламу з отриманням гіпсобетону / Аблєєва І. Ю., Пляцук Л. Д., Большаніна С. Б., Аблєєв О. Г. ; заявник та патентовласник Сумський державний університет. – № u 2014 08486 ; заявл. 25.07.2014 ; опубл. 25.03.2015, Бюл. № 6. – 4 с. 10. Лебедев К. А. Компьютерное моделирование диффузионно контролируемой твердофазной химической реакции / К. А. Лебедев, В. В. Приседский // Наукові праці Донецького національного технічного університету. Серія: Хімія і хімічна технологія. – Донецьк, 2005. – Вип. 95. – С. 60–64. 11. Самарский А. А., Михайлов А. П. Математическое моделирование: Идеи. Методы. Примеры / А. А. Самарский, А. П. Михайлов - 2-е изд., испр. – М. : ФИЗМАТЛИТ, 2002. – 320 с. 12. Mehrer H. Diffusion in Solids / H. Mehrer. - New York : Springer, 2007.

G

REFERENCES 1. Zelenskyi, I. I., & Liubchenko, V. F. (2002) UA Patent No. 48471. Sposіb vykonannia gіdroіzolyatsіi ambarіv-nakopychuvachіv ta zakhoronennia vіdhodіv burіnnia pry budіvnytstvі sverdlovyny na naftu i gas [A method of waterproofing implementation of barnsstorage and disposal of drilling waste in the construction of oil and gas wells]. Kiev: State Department of Intellectual Property [in Ukrainian]. 2. Kaziliunas, A. (2013). Calcium orthophosphates hydrates: formation, stability and influence on standard properties of portland cement. Ceramics – Silicaty, 57, 4, 297-304. 3. Kaziliunas, A., Leskeviciene, V., Vektaris, V., & Valancius, Z. (2006). The study of neutralization of the dihydrate phosphogypsum impurities. Ceramics – Silicaty, 50, 3, 178-184. 4. Karpovych, E. O., Vakal, S. V., Zolotariov, O. E., Sharapov, S. V., & Sokolovych, S. V. (2008) UA Patent No. 36150. Sposіb oderzhannia gіpsovogo viazhuchogo z fosfogіpsu [A method of producing gypsum binder from phosphogypsum]. Kiev: State Department of Intellectual Property [in Ukrainian]. 5. Safiuddin, Md., Jumaat, M. Z., Salam, M. A., Islam, M. S. & Hashim, R. (2010). Utilization of solid wastes in construction materials. International Journal of the Physical Sciences, Vol. 13, 5, 1952-1963. 6. Lukuttsova, N. P. (2005). Poluchenie ekologicheski bezopasnykh stroitelnykh materialov iz prirodnogo i tekhnogennogo syria [Production of environmentally safe building materials from natural and technogenic raw materials]. Extended abstract of Doctor’s thesis. Belgorod [in Russian]. 7. Lukuttsova, N. P. (2004). Kompleksnaia ekologicheskaia otsenka syria, stroitelnykh materialov i

promyshlennykh otkhodov [Integrated ecological assessment of raw materials, building materials and industrial waste]. Zhilishchnoie stroitelstvo – Housing construction, 7, 22–23 [in Russian]. 8. Lukuttsova, N. P. (2004). Tiazhelyie metally v stroitelnykh materialakh, soderzhashchikh tekhnogennoie syrie [Heavy metals in the building materials which contain technogenic raw materials]. Stroitelnyie materialy – Building materials, 10, 44–46 [in Russian]. 9. Ablieieva, I. Yu., Pliatsuk, L. D., Bolshanina, S. B., & Ablieiev, O. G. (2015) UA Patent No. 97529. Sposіb utylіzatsіi burovogo shlamu z otrymanniam gіpsobetonu [A method of drilling sludge recycling with obtaining a gypsum concrete]. Kiev: State Department of Intellectual Property [in Ukrainian]. 10. Lebedev, K. A., & Prisedskii, V. V. (2005). Kompiuternoe modelirovaniie diffuzionno kontroliruiemoi tverdofaznoi khimicheskoi reaktsii [Computer simulation of diffusion-controlled solid-state chemical reaction]. Naukovi pratsi Donetskoho natsionalnoho tekhnichnoho universytetu. Seriia: Khimiia i khimichna tekhnolohiia – Scientific papers of Donetsk National Technical University. Series: Chemistry and Chemical Engineering, 95, 60–64 [in Russian]. 11. Samarskii, А. А., & Mikhailov, А. P. (2002). Matematicheskoe modelirovanie: Idei. Metody. Primery [Mathematical modeling: Ideas. Methods. Examples]. (2d еd.). Moscow: FIZMATLIT [in Russian]. 12. Mehrer, H. (2007). Diffusion in Solids. New York: Springer.

Journal of Engineering Sciences, Vol. 3, Issue 1 (2016), pp. G 1–G 5.

G5


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

http://jes.sumdu.edu.ua/ Том 3, № 1 (2016) УДК 681.518:004.93.1

Інформаційно-екстремальне машинне навчання системи ідентифікації об’єктів на місцевості В. В. Москаленко1), А. Г. Коробов2) 1), 2) Сумський

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

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

20 January 2016 27 April 2015 15 May 2015

Correspondent Author's Address: systemscoders@gmail.com

1)

У статті розглядається завдання ідентифікації об’єктів на місцевості, вхідний математичний опис яких формується шляхом синтезу глобальних дескрипторів на основі ключових фрагментів, що описуються локальними SURF-дескрипторами. Запропоновано метод оптимізації вхідного математичного опису інформаційно-екстремального класифікатора, що навчається за навчальними матрицям, вектори-реалізації яких складаються з компонентів глобального дескриптора. При цьому оптимальна в інформаційному сенсі розмірність глобального дескриптора визначається шляхом ітераційної процедури, що включає кластеризацію за методом К-середніх SURF-векторів ключових фрагментів, формування навчальної матриці та інформаційно-екстремального машинного навчання класифікатора об’єктів. Запропонований алгоритм інформаційно-екстремального навчання реалізує адаптивне кодування значень первинних ознак розпізнавання і використанням багаторівневої системи контрольних допусків та побудову гіперсферичних контейнерів класів розпізнавання в субпарацептуальному бінарному просторі вторинних ознак за послідовними процедурами оптимізації. Як критерій оптимізації запропоновано використовувати узагальнену модифікацію інформаційної міри C. Кульбака, що є функціоналом від помилки другого роду та першої достовірності прийняття рішень і дозволяє навчатися за нерівними вибірками.

H

Ключові слова: машинне навчання, дескриптор, розпізнавання, словник ознак розпізнавання, інформаційний критерій функціональної ефективності, оптимізація.

ВСТУП Функціональна ефективність сучасних безпілотних літальних апаратів у завданнях боротьби із несанкціонованим проникненням на територію, що охороняється, терористичними та контрабандними загрозами в першу чергу визначається якістю розпізнавання наземних об’єктів. Проблема забезпечення високої достовірності рішень за довільних умов формування зображень і застосування засобів маскування та відволікаючої імітації цілей є ключовою при наближенні безпілотного літального апарата до можливостей пілотованої авіації. У завданнях зіставлення орієнтирів та визначення орієнтації, прив’язки зображень до ортофотопланів, детектування та супроводження об’єктів, побудови панорам та інших завдань машинного зору широко використовуються локальні та глобальні дескриптори зображення, інваріантні до геометричних та фотометричних перетворень [1,2]. Найбільш популярними локальними дескрипторами вважаються SIFT (Scale-invariant feature, transform) та SURF (Speeded up robust features), оскільки вони забезпечують інваріантність до зміни масштабу, освітленості та афінних перетворень [3,4]. При цьому сформовані на їх основі глобальні дескриптори BoF (Bag-of-Features)

дозволяють застосовувати ідеї й методи машинного навчання та кластер-аналізу для формування вирішальних правил системи ідентифікації об’єктів на місцевості. Однак висока розмірність простору ознак призводить до перетину класів розпізнавання і відповідно зниження ефективності машинного навчання. Відомі рішення завдання вибору структури і розмірності глобального дескриптора об’єктів інтересу мають евристичний характер, що обумовлює актуальність дослідження впливу розмірності дескриптора на функціональну ефективність системи ідентифікації об’єктів. Одним із перспективних підходів до вирішення цього завдання є використання ідей та методів інформаційно-екстремальної інтелектуальної технології (ІЕІ-технології) аналізу даних, що ґрунтується на максимізації інформаційної спроможності системи розпізнавання образів у процесі її машинного навчання [5-7]. Мета статті – запропонувати інформаційноекстремальний метод синтезу класифікатора об’єктів на місцевості з оптимальною в інформаційному сенсі розмірністю глобального дескриптора, що описує вектори-реалізації класів навчальної матриці, та достовірністю, прийнятною для практичних завдань аеророзвідки.

Journal of Engineering Sciences, Vol. 3, Issue 1 (2016), pp. H 1–H 7.

H1


ФОРМАЛІЗОВАНА ПОСТАНОВКА ЗАДАЧІ Нехай дано алфавіт {

o Xm

| m = 1,M } класів розпі-

знавання, що характеризують об’єкти інтересу на місцевості. Як реалізації кожного класу розпізнавання розглядаються впорядковані дескрипторні (j) вектори ознак розпізнавання { y m, i | m = 1, M ; j = 1, n m ;

i = 1, N} , де

o n m – кількість реалізацій класу X m ; N

2 АЛГОРИТМ ІДЕНТИФІКАЦІЇ ОБ’ЄКТІВ НА МІСЦЕВОСТІ Класифікатор об’єктів функціонує в режимах навчання та екзамену. Основним етапом обробки як навчальних, так і екзаменаційних зображень є пошук ключових фрагментів, що дозволяє порівнювати об’єкти за їх окремими найбільш помітними частинами. Основні етапи обробки кадрів зображення в цих режимах показано на рис.1.

– кількість ознак розпізнавання, що описуються дескрипторами вікна пошуку. Відомий структурований вектор параметрів

g =< δi ,dm > ,

(1)

де i – параметр, що дорівнює півширині симетричного двобічного поля контрольних допусків на значення i -ї ознаки розпізнавання в базовому класі o X 1o { X m } , який характеризує об’єкт найбільшого

інтересу; d m – кодовий радіус гіперсферичного конo тейнера класу Xm , який відновлюється в радіально-

му базисі бінарного

H

простору Хеммінга

центром, що визначається вершиною вектора xm,i  1 , i = 1, N .

ΩБ

з

еталонного

При цьому відомі обмеження на параметри функціонування вектора (1): δi  [0; δH ,i / 2] , де δ H , i – поле нормованих (експлуатаційних) допусків на значення i -ї ознаки розпізнавання; dm  d(xm  xc ) , де d ( xm  xc ) – кодова відстань між еталонними o векторами класу Xm та найближчого до нього сусідo нього класу X с .

Необхідно в процесі навчання класифікатора об’єктів інтересу визначити оптимальні значення координат вектора параметрів функціонування (1), що забезпечують максимальне значення усередненого за алфавітом класів розпізнавання критерію функціональної ефективності (КФЕ)

1 M (k ) E=  max Em , M m=1GE {k}

Рисунок 1 – Узагальнена блок-схема алгоритму функціонування класифікатора об’єктів на місцевості Відмінність ділянки зображення може бути визначена за результатами обчислення за інформаційним критерієм, наприклад, ентропійним [2], кратномасштабних вейвлет-перетвореннь [3] або за оператором Гессе [4]. Наприклад, за алгоритмом SURF задача пошуку ключових фрагментів розв’язується за допомогою матриці Гессе: 2 f 2

H ( f ( x, y ))  x2  f xy

ної ефективності (КФЕ) навчання класифікатора

детермінант якої (гессіан) досягає екстремуму в точках максимальної зміни градієнта яскравості пікселів [1]:

o розпізнавати реалізації класу X m , що обчислюється

на k -му кроці навчання; GE – робоча (допустима) область значень функції інформаційного КФЕ; {k} – упорядкована множина кроків навчання (відновлення контейнерів класів розпізнавання). При функціонуванні класифікатора об’єктів інтересу на місцевості безпосередньо в робочому режимі ідентифікації необхідно прийняти рішення про належність вектора-реалізації, що розпізнається у вікні пошуку, до одного з класів із заданого алфавіту o {X m }.

Комп’ютерна інженерія

y 2

(2)

де E m( k ) – інформаційний критерій функціональ-

H2

2 f xy , 2 f

det( H ) 

 2 f 2 f x 2 y 2

2

 2 f    ,  xy 

де f (x, y) – функція зміни градієнта яскравості. Гессіан інваріантний відносно повороту, але неінваріантний до зміни масштабу, тому розрахунок гессіана для кожної точки здійснюється при застосуванні різномасштабних фільтрів. Для кожної знайденої ключової точки розраховується її орієнтація, тобто переважаючий напрямок перепаду яскравості. Далі відбувається формування дескрипторів для кожної ключової точки. Навколо точки, як це показано на рис. 2, будується квадратна


апертура розміром 20 20s, де s – масштаб, за якого було одержане максимальне значення гессіана для цієї точки. Одержана область ділиться на блоки, для кожного з яких обчислюються чотири компоненти. Дві компоненти визначають сумарний градієнт за блоком, а інші дві характеризують суму модулів точкових градієнтів. Як наслідок формується шляхом з’єднанням зважених описів градієнтів для усіх компонентів кожного з блоків навколо ключової точки вектор із 64 чисел.

де y Б ,i – середнє вибіркове значення ознаки в базовому класі X 1o ; L – кількість рівнів вкладених контрольних допусків; wi – максимальна півширина поля контрольних допусків, що розраховується за правилом

wi  max y1, i  ymin, i ; ymax, i  y1, i ,

де

– мінімальне значення i -ї ознаки

y min, i

розпізнавання; y max, i – максимальне значення

i -ї

ознаки розпізнавання. Двійкове подання ознак розпізнавання з трирівневою системою контрольних допусків у рамках ІЕІ-технології здійснюється за такими правилами:

1, якщо AН ,3, i  y ( j )  AВ,1, ; ( j) m, i xm  , 3*i  2  0, інакше ( j) 1, якщо AН , 2,i  ym,i  AВ,2, i ; ) xm( j,3*   i 1 0, інакше

Рисунок 2 – Структура SURF-дескриптора: 1 – сумарний градієнт за блоком; 2 – сума модулів точкових градієнтів Словник ключових фрагментів формується за результатами кластер-аналізу, в результаті якого схожі фрагменти об’єднуються в одну групу, яку представляє усереднений дескриптор. Найпростішим алгоритмом кластер-аналізу є ітераційна процедура K-середніх, реалізація якої може здійснюватися за такою схемою: 1) задається кількість кластерів K; 2) випадковим чином із вибірки обирається K векторів-реалізацій, які на цьому кроці вважаються центрами кластерів; 3) кожний вектор-реалізація «приписується» до одного з K кластерів, відстань до якого найкоротша; 4) розраховується новий центр кожного кластера як елемент, ознаки якого розраховуються як середнє арифметичне ознак об'єктів, що входять у цей кластер; 5) ітераційне повторення кроків 3-4 до стабілізації складу кластерів. Оптимальна кількість кластерів, яка одночасно є потужністю словника ознак розпізнавання, визначається в процесі інформаційно-екстремального машинного навчання системи ідентифікації шляхом пошуку глобального максимуму інформаційного КФЕ. Інформаційно-екстремальне машинне навчання, основане на адаптивному двійковому кодуванні ознак розпізнавання шляхом порівняння значення i -ї ознаки з відповідними нижнім AН , l , i і верхнім AВ , l , i порогами

l -го

) xm( j,3* i

H

1, якщо AН ,1, i  ym( j,)i  AВ,3, i ,  0, інакше

де ym( j,)i – числове значення i -ї ознаки в j -й реалізації m -го класу розпізнавання. Квазіоптимізація параметра    i , i  1, N

поля

контрольних допусків призначена для визначення стартових значень, що відповідають робочій (допустимій) області визначення функції інформаційного КФЕ, і здійснюється за ітераційною процедурою [6]:

1 M   *  argmax    max Em( k )  ,   G G  { k }   M m1  E

(4)

де E ( k ) – інформаційний КФЕ, значення якого m обчислюється на -му кроці навчання; G – область допустимих значень параметра поля контрольних допусків; GE – робоча область визначення функції КФЕ; {k} – множина кроків навчання системи розпізнавання. Послідовна оптимізація параметра  i поля контрольних допусків на значення i -ї ознаки здійснюється за ітераційною процедурою [7] L 1  *i  arg  max  l 1 G M

рівня, які розраховуються за

M

  max E m 1

GE  Gd

(l ) m

 ,  

5)

формулами де lwi i lw  , AН , l , i  y1,i  i i , l = 1, L ,(3) AН , l , i  y1, i  L max L max

E m( L )

– КФЕ-навчання класифікатора при

l -му прогоні послідовної процедури оптимізації;

– символ операції повторення; L – кількість прогонів ітераційної процедури послідовної оптимізації

Journal of Engineering Sciences, Vol. 3, Issue 1 (2016), pp. H 1–H 7.

H3


полів контрольних допусків. Як КФЕ-навчання системи розпізнавання розглянемо модифіковану інформаційну міру Кульбака [6, 7], в якій відношення правдоподібності представлено у вигляді відношення повної ймовірності правильного прийняття рішень Ptrue до повної ймовірності помилкового прийняття рішень P false . У цьому випадку для двох альтернативних гіпотез міра Кульбака має вигляд

(k ) (k ) (k ) Em  Ptrue ,m  Pfalse,m log 2

(k ) Ptrue ,m (k ) Pfalse ,m

(k ) Ptrue ,m  p1 D1,m  p 2 D2 ,m

визначений на етапі навчання оптимальний радіус контейнера класу X mo . Для забезпечення інваріантності до масштабу глобальних дескрипторів BoF можна здійснювати ітеративну зміну розміру сканувального вікна пошуку або використовувати кратномасштабне подання зображення, що інколи називають пірамідою зображень. Піраміда зображень являє собою послідовність зображень, де кожне наступне зображення отримане із попереднього шляхом фільтрації і прорідження в два рази. Побудова піраміди зображень здійснюється за такою схемою: 1) завантажується зображення на обробку; 2) здійснюється високочастотна фільтрація зображення з ядром, наприклад, за функцією Гауса

(k ) P false ,m  p1 m  p 2  m

 nm nc p1  ; p2  n m  nc nm  nc

g( x) 

 m  1  D1, m ; D2 ,m  1   m

n 

c

 nm  2  ( nm D1(,km)  nc  m ( k ) ) nm  nc

 nc  (nm D (k )  nc  m( k ) )  1, m  * log2   n  (n D (k )  n  (k ) )  , m 1, m c m  m 

H

* (6)

(k ) де D1,m − перша достовірність, обчислена на k-му

(k ) (k ) кроці навчання; D2 , m − друга достовірність; m −

(k ) помилка першого роду;  m − помилка другого

роду; nm − кількість реалізацій у навчальній вибірці о базового класу Х m ; nc − кількість сусідніх реалізацій, що належать до інших класів.

Нормовану модифікацію критерію (6) подамо у вигляді E (k ) Eˆ ( k )  , E max

(7)

де Emax – значення критерію, обчислене за умо(k ) (k ) ви, що D1,m  1 і m  0 .

При цьому робоча (допустима) область визначення функції інформаційного КФЕ обмежена нерівностями D1  0,5 та D2  0,5 . У режимі екзамену класифікатора об’єктів віднеo m

сення реалізації x ( j ) до класу розпізнавання X

здійснюється для гіперсферичних вирішальних правил за функцією належності [8]

m  1 

d ( xm  x( j ) ) * dm

,

( j) де d ( xm  x ) – кодова відстань між еталонним * вектором xm і реалізацією x( j), що розпізнається; dm –

H4

Комп’ютерна інженерія

1 2

e x

2

/(2 2 )

;

3) зменшується зображення в два рази. Таким чином, алгоритм навчання інформаційноекстремального класифікатора об’єктів на місцевості полягає в ітераційній процедурі наближення глобального максимуму інформаційного КФЕ (2) до його граничного значення шляхом оптимізації полів контрольних допусків на значення ознак глобальних дескрипторів шуканих об’єктів та оптимізації геометричних параметрів контейнерів класів розпізнавання. При цьому алгоритм екзамену полягає у формуванні піраміди зображень та їх скануванні ковзним вікном з метою розпізнавання глобального дескриптора в кожній із позицій. РЕАЛІЗАЦІЯ СИСТЕМИ ІДЕНТИФІКАЦІЇ ОБ’ЄКТІВ НА МІСЦЕВОСТІ Запропонований алгоритм машинного навчання класифікатора об’єктів на місцевості було використано для завдання розпізнавання транспортних засобів. Навчальні зображення з роздільною здатність 100 х 100 пікселів, одержані із o відеозаписів аерозйомки, є реалізаціями класу X1 .

Вибірка

класу

X 2o

складається

із

зображень

місцевості за відсутності об’єктів інтересу. На рис. 4 показано приклади зображень об’єктів та елементів ландшафту місцевості, що використовувалися при формуванні вхідної навчальної матриці. Вибір оптимальної в інформаційному сенсі кіль* кості кластерів N ключових фрагментів, що форму-

ють словник ознак інформаційно-екстремального класифікатора, запропоновано здійснювати в процесі ітераційної процедури максимізації усередненого за алфавітом класів інформаційного КФЕ (2) в допустимій області визначення його функції

N *  arg max max E[ N ] {N }

G

 .


На рис. 7 наведено графіки залежності КФЕ (7) від радіусів контейнерів відповідних класів при оптимальній системі контрольних допусків на значення ознак розпізнавання.

а

б Рисунок 4 – Приклади зображень: а – об’єкти інтересу; б – елементи ландшафту місцевості Обсяг навчальної матриці кожного класу становить nm  100 . При цьому за навчальними матрицями було сформовано набір ключових фрагментів обсягом n  2500, дескриптори яких підлягають кластер-аналізу для формування словника ознак інформаційно-екстремального класифікатора. На рис. 5 показано графік залежності усередненого значення нормованого інформаційного КФЕ (7) від кількості кластерів, що формують словник ознак, при навчанні класифікатора за процедурами (4) та (5).

Рисунок 6 – Графік зміни максимумів усередненого за алфавітом класів значення критерію (7) в процесі послідовної оптимізації системи контрольних допусків

H

а

Рисунок 5 – Залежність усередненого інформаційного КФЕ від потужності словника ознак Аналіз рис. 5 показує, що оптимальний в інформаційному сенсі словник ознак об’єктів, що розпізнаються, становить N  25 , що визначає оптимальну розмірність глобальних дескрипторів. На рис. 6 показано графік залежності усередненого значення нормованого інформаційного КФЕ (7) від кількості ітерацій оптимізації параметра поля контрольних допусків на значення ознак за процедурою (5). Аналіз рис. 6 показує, що алгоритму послідовної оптимізації потрібно 290 викликів процедури (5) для знаходження оптимального вектору { i* , i  1, N } , що відповідає глобальному максимума усередненого

б Рисунок 7 – Графіки залежності нормованого КФЕ (7) від радіусів контейнерів класів: а

o

̶ X1 ;

o

б ̶ X2

*

нормованого КФЕ-навчання класифікатора E  1,0. Journal of Engineering Sciences, Vol. 3, Issue 1 (2016), pp. H 1–H 7.

H5


Аналіз рис. 7 показує, що максимальні значення o o КФЕ-навчання для класів X1 та X 2 дорівнюють

E1*  1,0 та E2*  1,0 відповідно, а оптимальні значення радіусів відповідних контейнерів класів розпізна* * вання – d1  16, d2  16 (у кодових одиницях). Граo

o

ничні значення КФЕ для класів X1 та X 2 свідчать про побудову для них безпомилкових за навчальною матрицею вирішальних правил. Таким чином, у рамках ІЕІ-технології вдалося побудувати безпомилкові за навчальною матрицею, сформованою на основі глобальних дескрипторів, вирішальні правила для розпізнавання транспортних засобів на визначеній ділянці місцевості.

ВИСНОВКИ Розроблений у рамках інформаційноекстремальної інтелектуальної технології алгоритм синтезу системи розпізнавання транспортних засобів на місцевості за даними аеророзвідки дозволяє одержати безпомилкові за навчальною матрицею вирішальні правила, що гарантує на етапі екзамену, тобто безпосередньо в робочому режимі, достовірність розпізнавання, наближену до максимального асимптотичного значення. При цьому встановлено оптимальну в інформаційному розумінні розмірність глобальних дескрипторів об’єктів інтересу, яка визначає потужність словника ознак розпізнавання.

Information-extremе machine learning for object identification on the terrain V. V. Moskalenko1), A. H. Korobov2) 1), 2)

H

Sumy State University, 2, Rimsky Korsakov Str., 40007, Sumy, Ukraine The article deals with the usage of a SURF local descriptor of key fragments to create a global descriptor BoF for objects of interest on terrain within task of recognition of armored technique in the controlled territory using images of air reconnaissance. The method of optimization of the input mathematical description of the information-extreme classifier trained on dataset, which consist of global descriptors BoF, is proposed. The optimal in information understanding dimensionality of a global descriptor is determined by iterative procedure, which includes k-means clustering of key fragment's SURF-vectors, training dataset creation and information-extreme machine learning of the classifier. The offered algorithm of information-extreme machine learning implements the adaptive coding of values of primary features using multilevel system of control permits, and creation of hyperspherical containers of classes in binary space of secondary features with sequential optimization procedures. It was suggested to use the rated modification of S. Kulbak's information measure, which is a function of false omission rate and positive predictive value of decision-making and it also allows machine learning on imbalanced dataset. Keywords: machine learning, descriptor, unmanned aerial vehicle, class, feature set, information criterion, optimization

Информационно-экстремальное машинное обучение системы идентификации объектов на местности В. В. Москаленко1), А. Г. Коробов2) 1), 2) Сумский

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

В статье рассматривается задача идентификации объектов на местности, входящее математическое описание которых формируется путем синтеза глобальных дескрипторов на основе ключевых фрагментов, которые описываются локальными SURF-дескрипторами. Предложен метод оптимизации входного математического описания информационно-экстремального классификатора, учащегося по учебным матрицам, векторы-реализации которых состоят из компонентов глобального дескриптора. При этом оптимальная в информационном смысле размерность глобального дескриптора определяется путем итерационной процедуры, включая кластеризацию по методу К-средних SURF-векторов ключевых фрагментов, формирование учебной матрицы и информационно-экстремального машинного обучения классификатора объектов. Предложенный алгоритм информационно-экстремального обучения реализует адаптивное кодирование значений первичных признаков распознавания с использованием многоуровневой системы контрольных допусков и построение гиперсферических контейнеров классов распознавания в субпарацептуальном бинарном пространстве вторичных признаков по последовательным процедурам оптимизации. В качестве критерия оптимизации предложено использовать обобщенную модификацию информационной меры C. Кульбака, являющуюся функционалом от ошибки второго рода и первой достоверности принятия решений позволяющуюся учиться по неровным выборкам. Ключевые слова: машинное обучение, дескриптор, распознавания, словарь признаков распознавания, информационный критерий функциональной эффективности, оптимизация.

H6

Комп’ютерна інженерія


СПИСОК ВИКОРИСТАНИХ ДЖЕРЕЛ 1. Alhamzi K. 3D Object Recognition Based on Image Features / A Survey, K. Alhamzi, M. Elmogy, S. Barakat // International Journal of Computer and Information Technology. Faizabad, India: Research and Publication Unit. – 2014. – Vol. 03, I. 03. – P. 651– 660. 2. Хуршудов, А. А. Обнаружение локальных пространственных структур для распознавания изображений / А. А. Хуршудов // Научно-технические ведомости СпбГУ. Информатика. Телекоммуникации. Управление. – СанктПетербург, Россия : СпбГУ. — 2014. — № 5(205). — С. 72–82. 3. Sahzabi V. A. Object Class Recognition Using Surf Descriptors and Shape Skeletons / V. A. Sahzabi, K. Omar // Intelligent Robotics Systems. Berlin: Springer Berlin Heidelberg. – 2013. – P. 255– 264. 4. Singh U. Object Detection and Localization Using SURF Supported By K-NN / U. Singh, S. S. Singh, M. K. Srivastava // International Journal of Computer and Information Technology. Gorakhpur, India: Research and Publication Unit. – 2015. – Vol. 3, I.02. – P. 88– 93.

5. Moskalenko V. V. Information-Extreme Algorithm for Optimizing Parameters of Hyperellipsoidal Containers of Recognition Classes / A. S. Dovbysh, N. N. Budnyk, V. V. Moskalenko // Journal of automation and information sciences. − − 2012. – V. 44, I. 10. − P. 35– 44. 6. Moskalenko V. V. Intelligent Decision Support System for Medical Radioisotope Diagnostics with Gamma-camera / A. S. Dovbysh, V. V. Moskalenko, A. S. Rizhova, O. V. Dyomin // Journal of Nano- and Electronic Physics. – Sumy, Ukraine : Sumy State University. – 2015. –Vol.7, No 4. – P. 04036-1. 7. Moskalenko V. V. Information-extreme method of classification of observation with categorical attributes / A. S. Dovbysh, V. V. Moskalenko, A. S. Rizhova // Kibernetika i sistemny analiz. – Kyiv, Ukraine : Naukova dumka. – 2016. – Vol. 52, N 2. – P. 4–3. 8. Довбиш А. С. Основи проектування інтелектуальних систем: навч.посіб. / А. С. Довбиш // Суми: Видавництво СумДУ, 2009.

REFERENCES 1. Alhamzi K., Elmogy M., Barakat S. (2014). 3D Object Recognition Based on Image Features: A Survey. International Journal of Computer and Information Technology, 03(03), 651– 660. 2. Khurshudov A. A (2014). Obnaruzhenie lokal’nyh prostranstvenyh struktur dlya raspoznavaniya izobrazhenii [Detection local spatial structures for image recognition]. Nauchno-tekhnicheskie vedomosti SpbHU. Informatika.Telekomunikatsii.Upravlenie. — St. Petersburg State Polytechnical University Journal. Computer Science. Telecommunication and Control Systems, 5(205), 72–82 [in Russian]. 3. Sahzabi V. A., Omar K. (2013). Object Class Recognition Using Surf Descriptors and Shape Skeleton. Intelligent Robotics Systems, 255– 264. 4. Singh U., Singh S. S., Srivastava M. K. (2015). Object Detection and Localization Using SURF Supported By K-NN. International Journal of Computer and Information

Technology, 3 (02), 88– 93. 5. Moskalenko V. V., Dovbysh, A. S., Budnyk, N. N., (2012). Information-Extreme Algorithm for Optimizing Parameters of Hyperellipsoidal Containers of Recognition Classes. Journal of automation and information sciences, 44, 35– 44. 6. Dovbysh A. S., Moskalenko V. V., Rizhova A. S., Dyomin O. V. (2015). Intelligent Decision Support System for Medical Radioisotope Diagnostics with Gamma-camera. Journal of Nano and Electronic Physics. 7 (4), P. 04036-1. 7. Dovbysh A. S., Moskalenko V. V., Rizhova A. S. (2016) Information-extreme method of classification of observation with categorical attributes. Kibernetika i sistemny analiz, 52 (2), 4– 13. 8. Dovbysh A. S. (2009) Osnovi proektuvanya intelektualnih system [Fundamentals of design Intelligent Systems]. Sumy: SumSU [in Ukrainian].

Journal of Engineering Sciences, Vol. 3, Issue 1 (2016), pp. H 1–H 7.

H7

H


)*+,

E 6 6 >3 @@ 7 L;G66G 4 3;:9;9 ; J ; K7

-.+ - . , /)

7 7 ? 3 ; 1

0 +. 1234 -. 0

6 663 F 7 ? 3 <6 G HI ;;G 79 94 < > ; ;

; 6

3 3;:9;9 ; J ; K 94 9 3@ HI ;

− 7 ? 3 53= 53<@ 6 663 @; = 3L = ; 3L = = 6 >7 =4:9;;G @@ 4 ; @ 9 3@M − 79 9 4 6 663 ; 3L = = 4 G 6 69L @; = ? 3L = = 6 >7 =4:9;;G 4 ; @ 9 3@ 79 9 4 M − >7 =4:9;;G 9 9 6 ;; @ 9 3@ 6 663 6 : 9 9 6 ;; @ 9 3@ ; ; 79 9 4 6 663 4 G 6 69L @; = ? 3L = = N9 9> 5 ! 6 9 9 6 ;;3 > ? > 3F9;;G ; A353L; O"P L63 : ; 9 9 6 ;; J ? > J 4 ; J 97 > 6 3GJ 6 F > ;

4 6 >

3;

D ;

>?9 3

<

>

? = 7

5 7

7

"

6 >

94

9 3<= 6

1

− 6 6 69 3 6 663 7 ;3 6= ? N 6 > 36; = 96 =M − 6 6 69 3 6 663 7 ;3 6= ? N 6 4 G ; 7 ;;G ; J 9 6 53LM − 6 6 69 3 6 663 4 G 734 6 69> 4 7 349L ;A9 9;53L : ; J 7 9>9;6 53LM − > 3F 6 9 9 6 ;;3 73@ 6 663 6 N 3 3;59 9 9 6 ;; 9 3= ;6 :9; > A353L; O"P L6 : ; ; 1 ) 8 ! 9 O"P 9 J 3J 6 3 O"P L6 O"P 6 3; ? 6 F M P O"P 9 J 6 ; 49 7 5==6 6 =N; > 9 9 6 ;; 6 6 53L; 97 > 6 3G M , 9 O"P 9 J 34 6 4 6 7 ; 7 4 )QR*S -Q( B

7

5

3J 7 4 J ; G ;3 6 ?3? 3 A3N; 7 ;;G ; 6 66= ;;G ; @@ 9 9 6 ;; 73= ; A353L; O"P L63 : ; < 5 #:67

T3<=

4 =

6

:>

34N <

F 7 4 ; L

7

? 379 # ;

1

− ;9 7 U < 6 J7 3;U J 3? ? ;3> 53LM − ;9 ? 7 ? 3 ; L ;3U9 3;U J 4 ; 56 J 3 ;9 ? 3;U3 4 ;;G

7 4 ; L4 7 ? 3

53@

!"# #$%&$'(%)*+ ,-% .//0122!"# #$%&$ "&$ $)2 34 56 7 89 : ; 9< 6 53= 4 ; > BC D 34

?

@ 3;A

53@

!

" #

#

$ %&'6


E3;3 69

6

36 3 ;

]

@;

_." `*a*#/Qb -c d&$,)/*-a )a& e,*"a," -c fgQ)*a" E ;

69

6

?

>

; G

;

]

;h

<).= > ?=< = .=34 = )2 @ABCDEF AG HDIJDHHCJDI KLJHDLHK <).= > 3=< = .=M4 = )2

W

L:

; e,*"a/*c*, i-$Qa)+ W

0 8 2 V 2 W

8 # ! B N 8:; B J

7 # 8

X Y

W Z

9;

6

#

N

N;hL :

6

W B [

?

E

;9;

; 4 4 6 \ 6 J 2 D 73 A 8 A ] 4 V? 4 W 4 7 Z 9;;G C ; L ;3 9 696 ;9 9;;G ?^< 6 4 ; N @ 7 4 89 : 8 C 34 W 4 ; 4 ;3 8]

D347

L 49 : 34 56 7

;

9< 6

;

Journal of Engineering Sciences, Volume 3, Issue 1 (2016)  

Journal of Engineering Sciences is a free-access scientific journal that covers urgent issues of modern high-tech production, development of...

Read more
Read more
Similar to
Popular now
Just for you