Page 1


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

ЖУРНАЛ ІНЖЕНЕРНИХ НАУК

JOURNAL OF ENGINEERING SCIENCES

ЖУРНАЛ ИНЖЕНЕРНЫХ НАУК

Науковий журнал Scientific Journal Научный журнал

Том 3, № 2 (2016)

Заснований у 1994 році Founded in 1994 Основан в 1994 году

Сумський державний університет Sumy State University Сумский государственный университет


Журнал публікує статті, що висвітлюють актуальні питання сучасного високотехнологічного виробництва, розвитку нових наукових течій у техніці та розроблення технологій майбутнього, підготовлені професорсько-викладацьким складом, аспірантами та фахівцями університету та інших ВНЗ, а також ученими і спеціалістами інших наукових установ. Для викладачів ВНЗ, наукових працівників, аспірантів, конструкторів та виробників.

ISSN 2312-2498

Рекомендовано до друку вченою радою Сумського державного університету, (протокол № 6 від 08.12.2016 року)

Журнал є науковим фаховим виданням ВАК України у галузі технічних наук (Наказ МОН України від 13.07.2015 № 747 «Про затвердження рішень Атестаційної колегії Міністерства щодо діяльності спеціалізованих вчених рад від 30 червня 2015 року». – Режим доступу: http://old.mon.gov.ua/img/zstored/files/747.rar).

Публікується за підтримки: факультету технічних систем та енергоефективних технологій Сумського державного університету: http://teset.sumdu.edu.ua кафедри комп’ютерних наук Сумського державного університету: http://cs.sumdu.edu.ua ТОВ «Сумитеплоенерго»: http://teplo.sumy.ua

Адреса редакційної колегії:

вул. Римського-Корсакова, 2, м. Суми, 40007, Лабораторний корпус А, каб. ЛА-207

Телефони:

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

Електронна адреса:

jes.sumdu@gmail.com

Web-site:

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

Свідоцтво про Державну реєстрацію друкованого засобу масової інформації КВ № 20499-10299 ПР від 11.12.2013 Сумський державний університет, 2016


ЖУРНАЛ ІНЖЕНЕРНИХ НАУК JOURNAL OF ENGINEERING SCIENCES ЖУРНАЛ ИНЖЕНЕРНЫХ НАУК Web site: http://jes.sumdu.edu.ua/ Том 3, № 2 (2016)

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

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

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

ВІДПОВІДАЛЬНИЙ РЕДАКТОР

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

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

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

ASSOCIATE EDITOR

Павленко І. В., канд. техн. наук, Ing. Paed. IGIP (Сумський державний університет, м. Суми, Україна).

Pavlenko I. V., Ph.D. (Engineering), Ing. Paed. IGIP (Sumy State University, Sumy, Ukraine).

ЧЛЕНИ РЕДАКЦІЙНОЇ КОЛЕГІЇ

MEMBERS OF EDITORIAL BOARD

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

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

Journal of Engineering Sciences, Vol. 3, Issue 2 (2016), pp. iii–v.

iii


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

iv

Редакційна колегія || Editorial Board

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


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

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

Journal of Engineering Sciences, Vol. 3, Issue 2 (2016), pp. iii–v.

v


ЖУРНАЛ ІНЖЕНЕРНИХ НАУК JOURNAL OF ENGINEERING SCIENCES ЖУРНАЛ ИНЖЕНЕРНЫХ НАУК Web site: http://jes.sumdu.edu.ua/ Том 3, № 2 (2016) ЗМІСТ ТЕХНОЛОГІЯ МАШИНОБУДУВАННЯ, ВЕРСТАТИ ТА ІНСТРУМЕНТИ

А

С. В. Сохань, Н. О. Мельник-Кагляк, В. Є. Кірєєв Експериментальне моделювання процесу алмазного шліфування внутрішньої сфери в сапфірі

A 1–A 9

Д. Мітал, Й. Заяц, Ф. Ботко, М. Гатала, З. Міталова, С. Радченко, В. Іванов Вимірювання круглості після токарного оброблення композитних матеріалів із натуральними волокнами

A 10–A 14

М. В. Фролов Підвищення точності черв’ячних шліцьових фрез шляхом апроксимації теоретичного профілю ділянкою евольвенти кола

A 15–A 19

А. О. Нешта, Д. В. Криворучко Особливості оброблення різних типів внутрішніх різей мірним інструментом

A 20–A 24

ДОСЛІДЖЕННЯ РОБОЧИХ ПРОЦЕСІВ У МАШИНАХ ТА АПАРАТАХ В. К. Лукашов, С. М. Романько, С. В. Тимофіїв Масоперенесення при концентруванні сірчаної кислоти випаровуванням у потік повітря А. В. Русанов, О. М. Хорєв, С. О. Рябова, Д. Ю. Косьянов, П. М. Сухоребрий, Н. М. Курська Математичне моделювання течії рідини і аналіз структури потоку в проточній частині низьконапірної осьової гідротурбіни

В

B 1–B 7

B 8–B 17

Н. О. Артюхова Дослідження впливу способу організації руху сушильного агента на ефективність процесу сушіння в гравітаційній поличній сушарці

B 18–B 23

Г. В. Кирик, Г. А. Бондаренко, Б. А. Блюсс, В. Г. Шевченко, М. М. Лях Розробка компресорного обладнання для технологій видобування вуглеводнів з використанням азоту

B 24–B 33

ІНЖЕНЕРНА ЕКОЛОГІЯ

G

В. Ф. Моїсєєв, Є. В. Манойло, А. О. Грубнік Зниження техногенного навантаження на довкілля при проведенні процесу абсорбції аміаку у содовій промисловості

G 1–G 7

КОМП’ЮТЕРНА ІНЖЕНЕРІЯ

H

В. М. Дубовой, І. В. Пилипенко Побудова імітаційної моделі процесу тестування програмного забезпечення в пакеті Simulink

H 1–H 6

Н. В. Білоус, О. І. Красов, В. П. Власенко Видалення низькочастотної складової зображення з використанням медіанного фільтра

H 7–H 14

В. І. Зимовець, А. С. Чирва, О. І. Марищенко Система функціонального контролю привода шахтної підіймальної установки, здатна навчатися

H 15– H 19

vi

Зміст || Contents || Содержание


ЖУРНАЛ ІНЖЕНЕРНИХ НАУК JOURNAL OF ENGINEERING SCIENCES ЖУРНАЛ ИНЖЕНЕРНЫХ НАУК Web site: http://jes.sumdu.edu.ua/ Том 3, № 2 (2016) CОДЕРЖАНИЕ ТЕХНОЛОГИЯ МАШИНОСТРОЕНИЯ, СТАНКИ И ИНСТРУМЕНТЫ

А

С. В. Сохань, Н. А. Мельник-Кагляк, В. Е. Киреев Экспериментальное моделирование процесса алмазного шлифования внутренней сферы в сапфире

A 1–A 9

Д. Митал, Й. Заяц, Ф. Ботко, М. Гатала, З. Миталова, С. Радченко, В. Иванов Измерение круглости после токарной обработки композитных материалов с натуральными волокнами

A 10–A 14

М. В. Фролов Повышение точности червячных шлицевых фрез путем аппроксимации теоретического профиля участком эвольвенты окружности

A 15–A 19

А. А. Нешта, Д. В. Криворучко Особенности обработки различных типов внутренних резьб мерным инструментом

A 20–A 24

ИССЛЕДОВАНИЕ РАБОЧИХ ПРОЦЕССОВ В МАШИНАХ И АППАРАТАХ В. К. Лукашев, С. Н. Романько, С. В. Тимофеев Массоперенос при концентрировании серной кислоты испарением в поток воздуха А. В. Русанов, О. Н. Хорев, С. А. Рябова, Д. Ю. Косьянов, П. Н. Сухоребрый, Н. М. Курская Математическое моделирование течения жидкости и анализ структуры потока в проточной части низконапорной осевой гидротурбины Н. А. Артюхова Исследование влияния способа организации движения сушильного агента на эффективность процесса сушки в гравитационной полочной сушилке Г. В. Кирик, Г. А. Бондаренко, Б. А. Блюсс, В. Г. Шевченко, М. М. Лях Разработка компрессорного оборудования для технологий добычи углеводородов с использованием азота

В

B 1–B 7

B 8–B 17

B 18–B 23

B 24–B 33

ИНЖЕНЕРНАЯ ЭКОЛОГИЯ

G

В. Ф. Моисеев, Е. В. Манойло, А. О. Грубник Снижение техногенной загрузки на окружающую среду при проведении процесса абсорбции аммиака в содовой промышленности

G 1–G 7

КОМПЬЮТЕРНАЯ ИНЖЕНЕРИЯ

H

В. М. Дубовой, И. В. Пилипенко Построение имитационной модели процесса тестирования программного обеспечения в пакете Simulink

H 1–H 6

Н. В. Белоус, А. И Красов, В. П. Власенко Удаление низкочастотной составляющей изображения с использованием медианного фильтра

H 7–H 14

В. И. Зимовец, А. С. Чирва, А. И. Марищенко Система функционального контроля привода шахтной подъемной машины, имеющая способность к обучению

H 15– H 19

Зміст || Contents || Содержание

vii


ЖУРНАЛ ІНЖЕНЕРНИХ НАУК JOURNAL OF ENGINEERING SCIENCES ЖУРНАЛ ИНЖЕНЕРНЫХ НАУК Web site: http://jes.sumdu.edu.ua/ Том 3, № 2 (2016)

CONTENTS ENGINEERING, MACHINES AND TOOLS

А

S. V. Sokhan’, N. O. Melnik-Kagliak, V. E. Kireev Experimental simulation of diamond grinding of internal sphere in sapphire

A 1–A 9

D. Mital, J. Zajac, F. Botko, M. Hatala, Z. Mitalova, S. Radchenko, V. Ivanov Measuring of roundness after turning of composite material with natural fibers

A 10–A 14

M. V. Frolov Spline shaft hob cutter accuracy increase by the means of theoretical profile approximation by the circle involute section

A 15–A 19

A. A. Neshta, D. V. Krivoruchko Special aspects of machining of internal threads by measure tool

A 20–A 24

INVESTIGATION OF WORK PROCESSES IN MACHINES AND DEVICES V. K. Lukashov, S. N. Romanko, S. V. Timofeev Mass transfer during sulfuric acid concentration by evaporation into the air flow A. V. Rusanov, O. N. Khoryev, S. A. Riabova, D. Yu. Kosianov, P. N. Sukhorebryi, N. M. Kurskaya Mathematical simulation of fluid flow and analysis of flow pattern in the flow path of low-head Kaplan turbine N. O. Artyukhova Investigation of influence of drying agent movement on the drying process effectiveness in the gravitational shelf dryer G. V. Kyryk, G. A. Bondarenko, B. A. Blyuss, V. G. Shevchenko, M. M. Lyakh Development of compressor equipment for technologies of hydrocarbons extraction using nitrogen

В

B 1–B 7

B 8–B 17

B 18–B 23

B 24–B 33

ENVIRONMENTAL ENGINEERING

G

V. F. Moiseev, E. V. Manoilo, A. O. Hrubnik The decrease in technogenic load on the environment during the process of absorption of ammonia in soda industry

G 1–G 7

COMPUTER ENGINEERING

H

V. M. Dubovoi, I. V. Pylypenko Creating a simulation model of software testing using Simulink package

H 1–H 6

N. V. Bilous, O. I. Krasov, V. P. Vlasenko Deletion method of image low-frequency components using fast median filter algorithm

H 7–H 14

V. I. Zymovets, A. S. Chyrva, O. I. Maryshchenko Learning control system of lifting machine motors

H 15– H 19

viii

Зміст || Contents || Содержание


ЖУРНАЛ ІНЖЕНЕРНИХ НАУК JOURNAL OF ENGINEERING SCIENCES ЖУРНАЛ ИНЖЕНЕРНЫХ НАУК Web site: http://jes.sumdu.edu.ua/ Том 3, № 2 (2016) УДК 621.9.025.77:615.46:616.728

Експериментальне моделювання процесу алмазного шліфування внутрішньої сфери в сапфірі С. В. Сохань1), Н. О. Мельник-Кагляк2), В. Є. Кірєєв3) Інститут надтвердих матеріалів ім. В. М. Бакуля, вул. Автозаводська, 2, 04074, м. Київ, Україна; Національний технічний університет України «Київський політехнічний інститут ім. Ігоря Сікорського», просп. Перемоги, 37, 03056, м. Київ, Україна 1),2) 3)

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

05 September 2016 03 November 2016 22 November 2016

Correspondent Author's Address: sokhan@ism.kiev.ua

1)

Істотним недоліком, що ускладнює застосування сапфіру або керамічних матеріалів у артропластиці суглобів людини, є їх недостатня тріщиностійкість і міцність. Один із способів уникнення цього недоліку реалізований у конструкції гібридних протезів стегнових головок, що мають зовнішній шар із зазначених матеріалів та осердя з металу. У цьому сенсі актуальною є проблема механічного оброблення внутрішньої поверхні сферичної оболонки із сапфіру чи кераміки через отвір, діаметр якого вдвічі менший за діаметр оброблюваної сфери, без розтріскування поверхневого шару. Наведені результати дослідження впливу кута нахилу інструмента, режиму оброблення на силові характеристики процесу, шорсткість обробленої поверхні при експериментальному моделюванні процесу алмазного шліфування внутрішньої сфери в сапфірі. Виявлені умови, що сприяють зменшенню тріщин у поверхневому шарі. Ключові слова: гібридний протез стегнової головки людини, сферична оболонка, внутрішня сфера, алмазне шліфування, експериментальне моделювання, кут нахилу інструмента, режим оброблення, силові характеристики, шорсткість поверхні.

1. ВСТУП Операція тотального ендопротезування суглоба людини, тобто його заміни штучним, є однією з найбільш ефективних хірургічних операцій сучасної медицини, що практично повністю відновлює здоров'я і працездатність пацієнтів на десятки років [1–2]. Наразі фактором, що безпосередньо визначає тривалість експлуатації штучного суглоба, є недостатня біологічна сумісність застосовуваних матеріалів [3–4] (є усталеним уявлення, що за прямого контакту з клітинами організму біосумісний матеріал не повинен їх пошкоджувати й негативно впливати на біохімічні процеси). Інший фактор – нестабільність функціонування (через зношування) рухомого зчленування, іншими словами пари тертя ендопротеза і, як наслідок, асептична нестабільність (набута рухомість) фіксуючих компонентів й штучного суглоба в цілому в опорно-рухомому апараті людини. Тому важливим є вдосконалення конструкції штучних суглобів [5]. Традиційно завдання підвищення зносостійкості поверхонь пари тертя вирішують виготовленням головки ендопротезу не з металу, а з полікристалічних корунду чи діоксиду цирконію, чи сапфіру, які мають переваги щодо зносостійкості й біологічної сумісності. На сучасному етапі сапфір є одним із найкращих біологічно сумісних і зносостійких матеріалів. Однак істотним недоліком застосування таких матеріалів є недостатня тріщиностійкість і міцність в умовах дії розтягувальних напружень від фіксації головки на ніжці ендопротезу. Приклад розрахунку колових

напружень від фіксації керамічної головки ендопротеза на ніжці наведено на рис. 1 [6]. Для уникнення цього недоліку запропоновано гібридні сапфірметалеві або кераміко-металеві протези стегнових головок зі зносостійким зовнішнім шаром та осердям із металу [6–9]. З аналізу напружено-деформованого стану елементів запропонованої у [8] двошарової головки – сапфірової оболонки та осердя з титану – випливає, що найбільші напруження в сапфіровому шарі виникають навпроти бічної конічної поверхні отвору і зони його переходу у внутрішню сферу, а міцність головки в цілому досягається при певному значенні товщини сапфірового шару (рис. 2) [10]. Із технологічної точки зору актуальною проблемою виготовлення таких протезів є механічне оброблення внутрішньої поверхні сферичної оболонки з сапфіру чи кераміки – необхідно із суцільної заготовки або в умовах значного змінювання величини припуску утворити внутрішню поверхню виробу шліфуванням кінцевим алмазним інструментом через отвір, діаметр якого вдвічі менший за діаметр оброблюваної сфери, з мінімальним пошкодженням поверхневого шару тріщинами, що виникають. За таких умов алмазне шліфування внутрішньої поверхні оболонки здійснюється методом контурного оброблення, оскільки неможливо забезпечити необхідну колову подачу інструмента через отвір і навколо нерухомої осі його повороту. Тому кут атаки інструмента до оброблюваної поверхні постійно змінюється у визначеному діапазоні (рис. 3), як і сила шліфування, і шорсткість обробленої поверхні.

Journal of Engineering Sciences, Vol. 3, Issue 2 (2016), pp. А 1–А 9.

A1

A


Рисунок 1 – Схематичне зображення протезу стегнової головки з кераміки Al2O3 на металевій шийці ніжки штучного суглоба [6]

Рисцнок 2 – Розподіл напружень у сапфіровому шарі головки і сапфіровому вкладиші штучного кульшового суглоба [10]

а б Рисунок 3 – 3D-модель геометричного контакту кінцевого шліфувального інструмента та оброблюваної внутрішньої сферичної поверхні на початку (а) і в кінці (б) оброблення

2. ОСНОВНА ЧАСТИНА Процес алмазного шліфування сапфіра, що є монокристалом, як і будь-якого крихкого неметалевого матеріалу, докорінно відрізняється від процесу алмазного шліфування металів. Під час шліфування крихких неметалевих матеріалів мають місце: пружно-пластична деформація без руйнування, диспергування припуску при пластичній деформації й крихке руйнування зі сколюванням частинок. Ймовірність тих або інших механізмів руйнування припуску визначається як фізико-механічними властивостями матеріалу, так і навантаженням на зерна (залежно від режимів оброблення). Характерним результатом знімання припуску при шліфуванні є бічні відколювання й виривання кластерів з поверхневого шару, що проявляються у вигляді осередків руйнування, які найбільше впливають на формування шорсткості поверхневого шару [11]. Характер руйнування крихкого неметалевого матеріалу, яким є сапфір, залежить головним чином від величини нормальної сили на алмазному зерні. При досягненні нормальною силою критичної величини, необхідної для формування бічних тріщин, руйнування відбувається за рахунок сколювання. Величина критичної сили, необхідної для утворення бічних тріщин, визначається залежністю

A

Pкр  k p  K14C H3 ,

(1)

kp – сталий коефіцієнт; К1С – коефіцієнт інтенсивності напружень І роду (критична інтенсивність тріщиноутворення); Hμ – мікротвердість [12]. Величину критичної сили, що утворює бічні тріA2

щини в сапфірі, порівнювали з такою, яка утворює бічні тріщини в полікристалічній корундовій кераміці, одержаній методом гарячого пресування. Виходячи з фізико-механічних властивостей розглянутих матеріалів (табл. 1), критичне значення сили, необхідне для утворення бічних тріщин у кераміці, більше, ніж для сапфіру в 4,5–6,7 раза. Тому при шліфуванні сапфіру менше критичне значення площі перерізу зрізу матеріалу на зерні [11], при якому відбуваються відколювання, і відповідно у кілька разів менша, ніж для кераміки, глибина різання потрібна для утворення відколів. З іншого боку, критичний розмір медіанної тріщини, за якого вона починає стійко розвиватися при індентуванні, обернено пропорційний квадрату індексу крихкості матеріалу:

l M  k M H  / K1c

2

,

(2)

де kM – сталий коефіцієнт [12]. Експериментально доведено під час алмазно-абразивного оброблення [11], що величина максимальної напівдовжини дефектів оброблення в поверхневому шарі кераміки лінійно залежить від критичної величини медіанної тріщини при індентуванні, за якої тріщина розвивається стало. Чим менший індекс крихкості матеріалу, а отже, більша величина критичної медіанної тріщини при індентуванні, тим більших значень необхідно очікувати і напівдовжин максимальної тріщини від оброблення і глибини тріщинуватого шару. Отже, виходячи з даних табл. 1 за однакових умов шліфування відколювання на обробленій поверхні сапфіру повинні бути більшими, а глибина тріщинуватого шару – навпаки, меншою, ніж на повер-

Технологія машинобудування, верстати та інструменти


хні корундової кераміки. У той самий час необхідно відзначити, що виконаний порівняльний аналіз ураховує лише фізико-механічні властивості матеріалів, але не власне умови алмазно-абразивного оброблення (режим шліфування та ін.), які визначають глибину тріщинуватого шару. Зважаючи на результати порівняння схильності моно- і полікристалічного матеріалу із штучного корунду до тріщиноутворення, а також наведені особливості контурного оброблення внутрішньої сфери в сапфірі, мета роботи полягала в експериментальному дослідженні впливу кута атаки інструмента та режимів оброблення на силові характеристики процесу шліфування, шорсткість обробленої поверхні для кращого розуміння можливих способів зменшення тріщин у приповерхневому шарі. Дослідження силових характеристик процесу шліфування проводили на вимірювальному стенді на базі горизонтально-фрезерного верстата з ЧПК мод. OMM64SCE02 з установленим на його столі динамометром УДМ-600 (рис. 7). Аналоговий сигнал із динамометра оцифровувався в аналого-цифровому перетворювачі й подавався на комп’ютер (див. рис. 7). Державку із зразками розміщували в динамометрі таким чином, щоб під час шліфування за схемою, показаною на рис. 5, одержати сигнали по каналах вимірювальної системи за складовими Pх і Py сили шліфування. Для градуювання каналів Pх та Py вимірювальної системи використовували динамометр пружний ДОСМ 3-01 із межею навантаження до 1 000 Н. Інтерфейс вимірювальної системи під час градуювання каналів Pх і Py показаний на рис. 8. Дослідження шорсткості обробленої поверхні сапфіру проводили на профілометрі-профілографі моделі 170623 заводу «Калібр» (РФ) [14].

Вивчали вплив кута нахилу, подачі інструмента та глибини різання на складові сили різання, шорсткість обробленої поверхні сапфіру. На попередньому етапі провели кілька базових дослідів для визначення характеру і ступеня впливу подачі інструмента та глибини різання на силові характеристики процесу, шорсткість поверхні. Діапазон змінювання подачі – від 10 до 60 мм/хв при постійному куті нахилу 15 і двох рівнях глибини різання – 0,05 та 0,1 мм. На другому етапі, оскільки було відсутнє кількісне оцінювання ступеня впливу факторів, що вивчаються, на вихідні змінні процесу, для недетермінованого об’єкта було вибрано повний факторний експеримент типу 23, що передбачає варіювання усіх факторів на двох рівнях: кут нахилу  – 15 і 75, глибина різання hs – 0,05 та 0,1 мм, подача s – 10 і 40 мм/хв. Матриця планування експерименту з урахуванням взаємодії факторів наведена у табл. 2. За одержаними результатами дослідів будували лінійні моделі вихідних змінних процесу від факторів, що варіюються, з урахуванням взаємодії факторів у вигляді: у = b0 + b1x1 + … + bkхk + bk + 1 х1х2 + … + b2k хk – 1 хk, (3) в якій коефіцієнти лінійної моделі розраховуються за формулами: bj 

b jk 

(4)

1 n  X ji Yi , j  0, k , n i 1

1 n  [ X ji X ( j 1) i  X ji X ( j  2) i ]Yi , j  1, k. n i 1

(5)

Таблиця 1 – Деякі фізико-механічні властивості сапфіру й корундової кераміки, отриманої методом гарячого пресування Показник Густина, кг/м3

Al2O3-кераміка (Гп) [11]

Сапфір [13]

3900

3990

Модуль Юнга, ГПа

365

345

Мікротвердість H, ГПа

14,9

19,4–22,0

Міцність при згині з, МПа

930

400–895

Міцність при розтягненні р, МПа

360

275–400

Міцність при стисненні с, ГПа

3,27

2,0

Індекс крихкості H/К1С

3,55

5,54–6,29

Коефіцієнт інтенсивності напружень І роду (критична інтенсивність тріщиноутворення) К1С, МПам–1/2

4,2

3,5

Рисунок 4 – Алмазний інструмент для шліфування сферичної поверхні: кільцевий (зліва), типу АГЦ (в центрі та справа)

A A

Рисунок 5 – Схема шліфування для встановлення залежностей сили різання від кута нахилу інструмента та подачі

Journal of Engineering Sciences, Vol. 3, Issue 2 (2016), pp. A 1–A 9.

A3


Рисунок 6 – Загальний вигляд досліджуваних зразків сапфіру, наклеєних на державку, після попереднього плоского шліфування

Рисунок 7 – Загальний вигляд вимірювального стенда на базі верстата з ЧПК мод. OMM64SCE02 й динамометра УДМ-600

а

A б Рисунок 8 – Інтерфейс вимірювальної системи із зафіксованими сигналами під час градуювання каналів за складовими Pх (а) і Pу (б) сили шліфування

A4

Технологія машинобудування, верстати та інструменти


Таблиця 2 – Матриця планування експерименту типу 23 у відносних величинах Буквені поНомер х1 х2 х3 х1 х2 х1 х3 х2 х3 значення досліду рядків 1 –1 –1 –1 +1 +1 +1 (1) 2 +1 –1 –1 –1 –1 +1 a 3 –1 +1 –1 –1 +1 –1 b 4 +1 +1 –1 +1 –1 –1 c 5 –1 –1 +1 +1 –1 –1 ab 6 +1 –1 +1 –1 +1 –1 ac 7 –1 +1 +1 –1 –1 +1 bc 8 +1 +1 +1 +1 +1 +1 abc Графіки на рис. 9 ілюструють в цілому лінійний характер змінювання складових сили різання, параметрів шорсткості обробленої поверхні в дослідженому діапазоні подачі інструмента від 10 до 60 мм/хв (при куті його нахилу 75 і на глибинах різання 0,05 та 0,1 мм) зі збільшенням подачі. Як бачимо з рис. 9 а, темп зростання величини Px і зменшення величини Py є різним і залежить від глибини різання – зі збільшенням останньої темп зростання величини Px підвищується, а темп зменшення величини Py, навпаки, знижується. Порівнюючи залежності параметрів шорсткості поверхні від подачі при досліджених глибинах різання, необхідно наголосити, що значення цих параметрів практично не залежать від глибини різання (рис. 9 б). У таблиці 3 наведені результати вимірювань складових сили різання, параметрів шорсткості обробленої поверхні зі стандартним відхиленням, одержані під час проведення повного факторного експерименту типу 23, а також наведені результати розрахунку дисперсій вибірок із 5 вимірювань за кожним із 8 проведених дослідів.

у у1 у2 у3 у4 у5 у6 у7 у8

Згідно з рекомендаціями статистичного оброблення даних під час обчислення середніх значень параметрів, що вимірювалися, серед останніх не виявлено з довірчою ймовірністю 0,95 результатів, що різко виділяються серед інших. Перевірка дисперсій вибірок за критерієм Кохрена показала, що вони є однорідними (тут і далі результати розрахунків наведені в табл. 4), тому найкращою оцінкою дисперсії відтворення є середньозважена дисперсія: N

2 S відтв   S i2 N

(6)

i 1

з числом ступенів вільності fвідтв = N· (m – 1), де N – кількість дослідів; m – кількість вимірювань у кожному з дослідів. Дисперсія середнього значення y кожного досліду в m разів менша за дисперсію 2 одиничного вимірювання: S 2 ( y )  S â³äòâ m.

а б Рисунок 9 – Залежності складових сили різання (а), параметрів шорсткості (б) від подачі інструмента: 1–2 – Py, Ra; 3–4 – Px, Rt; 1,3 – hs = 0,05 мм; 2,4 – hs = 0,1 мм

Таблиця 3 – Матриця змінювання факторів, що варіюються, в абсолютних величинах, значення вихідних змінних процесу Кут Номер нахилу досліду , град. 1 2 3 4 5 6 7 8

15 75 15 15 75 75 15 75

Глибина різання hs, мм 0,05 0,05 0,1 0,05 0,1 0,05 0,1 0,1

Подача інструСкладова мента Px сили s, мм/хв різання, H 10 10 10 40 10 40 40 40

68,95,0 109,314,6 41,810,1 119,322,8 78,516,8 58,017,1 60,613,8 51,213,2

ДиспеДисперСкладова рсія сія Py сили вибірвибірки різання, H ки Si2 S i2 25,30 213,52 101,50 282,56 521,64 292,52 190,00 174,86

171,723,5 266,815,2 322,44,8 263,014,8 174,011,0 286,716,9 156,914,0 317,717,3

7689,09 35681,43 23,33 7636,43 17400,50 20720,27 12438,95 25386,11

Параметр Ra шорсткості, мкм

Дисперсія вибірки Si2

Параметр Rt шорсткості, мкм

Дисперсія вибірки S i2

0,7600,128 0,9650,336 0,5850,125 0,8050,181 0,8170,161 0,9750,341 0,9850,279 0,9200,308

0,016321 0,057229 0,015627 0,032781 0,025957 0,060946 0,077890 0,047294

2,270,33 2,720,65 2,370,43 2,300,35 2,710,61 2,720,62 2,540,40 2,900,65

0,107414 0,427860 0,188111 0,119481 0,374284 0,378226 0,157396 0,420818

Journal of Engineering Sciences, Vol. 3, Issue 2 (2016), pp. A 1–A 9.

A5

A A


Таблиця 4 – Розрахунок статистичних величин для перевірки адекватності рівнянь регресії експериментальним результатам Показник Px Py Ra Rt Розрахований критерій Кохрена 0,2895 0,2810 0,2332 0,1968 Табличний критерій Кохрена при f1 = (m – 1) = 4 і f2 = N = 8 0,5175 0,5175 0,5175 0,5175 2 Середньозважена дисперсія відтворення Sвідтв 225,24 15872,02 0,041756 0,271699 Дисперсія середнього значення S 2  y 

45,048

3174,40

0,008351

0,054340

Середньоквадратичне відхилення коефіцієнтів S (b j )

2,373

19,920

0,032

0,082

2,0369

2,0369

2,0369

2,0369

Табличний критерій Стьюдента tp(f) для p = 0,05 і числа ступенів вільності f = N (m – 1) 2 Дисперсія адекватності S ад Розрахований критерій Фішера Табличний критерій Фішера для p = 0,05 і чисел ступенів вільності За наведеними результатами побудовано лінійні моделі вихідних змінних процесу з урахуванням взаємодії факторів, що варіюються: – складових сили різання: Px  73,5  0,7 x1  104 ,5 x2  1,1x3  8,0 x1 x2  0,1x1 x3  1,9 x2 x3 , (7) Py  244 ,9  2,6 x1  402 ,0 x2  1,1x3  17 ,7 x1 x2  0,2 x1 x3  33,3x2 x3 , (8)

параметрів шорсткості обробленої поверхні:

Ra  0,8515  0,0045x1  0,495x 2  0,007x3  0,0347x1 x 2  (9)  0,0003x1 x3  0,112x 2 x3 , Rt  2,5663  0,0131x1  1,275x 2  0,0049x3  0,0283x1 x 2 

(10)

 0,00001x1 x3  0,0825x 2 x3 .

Значущість коефіцієнтів рівнянь регресії перевіряли за критерієм Стьюдента. Якщо виконується умова

t j  b j S b j   t p  f , де S bj   S  y  / N

(11)

– середньоквадратичне відхи-

лення коефіцієнтів; tp (f) – табличне значення критерію Стьюдента для p = 0,05 і числа ступенів вільності f = N(m – 1), то коефіцієнт значущо відрізняється від нуля. Результат перевірки значущості коефіцієнтів для рівнянь регресії: складової Px сили різання – 2 статистично значущі коефіцієнти (b2 і b4), складової Py сили різання – всі, параметра Ra шорсткості поверхні – 2 коефіцієнти (b2 і b6) і параметру Rt шорсткості поверхні – 1 коефіцієнт (b2). Для перевірки адекватності одержаних рівнянь регресії за критерієм Фішера спочатку розраховували дисперсію адекватності результатів розрахунку за моделлю експериментальним результатам: N

S àä2  m N  l   y i  yˆ i  , 2

(12)

i 1

де yˆ i – результат розрахунку величини за модел-

A

лю, l – число значущих коефіцієнтів рівнянь регресії. Рівняння регресії є адекватними експериментальним результатам, якщо виконується умова

A6

70,42 4275,70 0,006041 0,248048 0,31 0,27 0,72 0,91 2,40 3,30 2,40 2,32 (fад = 6, (fад = 2, (fад = 6, (fад = 7, fвідтв = 32) fвідтв = 32) fвідтв = 32) fвідтв = 32) 2 F  Sад2 Sвідтв  F1 p  fад , fвідтв ,

(13)

де F1 p  f àä , f â³äòâ  – табличне значення критерію Фішера для p = 0,05 і чисел ступенів вільності fад = N – l, fвідтв = N (m – 1). Оскільки вищенаведена умова за критерієм Фішера виконується для всіх одержаних рівнянь регресії, зроблено висновок про їх адекватність експериментальним результатам. У результаті дослідження одержаних моделей побудовано графіки функцій: Px (, s), Py (, s), Р (, s) і Px (hs, s), Py (hs, s), Р (hs, s) (рис. 10–11). Як бачимо з графіків на рис. 10, характер змінювання сили різання, її складових визначається впливом взаємодії 2 факторів – кута нахилу і подачі інструмента, що проявляється таким чином. З одночасним пропорційним зростанням факторів, що розглядаються, значення функцій Px (, s), Py (, s), Р (, s) є нижчими (у разі складової Px) або перевищують (в інших випадках) ті, що відповідають закону зростання чи зниження з незмінним коефіцієнтом пропорційності, і тому поверхня змінювання зазначених функцій стає вигнутою (див. рис. 10 а–в). Якщо у функції Px (, s) спостерігається відставання її значень від закону зростання з незмінним коефіцієнтом пропорційності, то у функції Py (, s), від якої більшою мірою залежить глибина тріщинуватого шару, загальною тенденцією змінювання є поступовий перехід від зменшення своєї величини зі збільшенням кута нахилу інструмента на малих подачах до зростання Py зі збільшенням кута нахилу при збільшенні подачі інструмента. При цьому темп такого зростання Py навіть перевищує той, що обумовлений збільшенням лише подачі інструмента (рис. 10 б). Як бачимо з графіків на рис. 11, істотного впливу взаємодії факторів глибини різання, подачі інструмента як при куті нахилу останнього 15, так і 75 не спостерігається – вихідні функції близькі до площини. У той самий час зростання параметра Rt шорсткості обробленої поверхні зі збільшенням кута нахилу інструмента на малій глибині різання практично не залежить від збільшення подачі інструмента, однак істотно залежить від останнього на більшій глибині різання за відсутності впливу взаємодії факторів кута нахилу й подачі інструмента (рис. 12 а), чого не можна сказати про вплив взаємодії факторів глибини різання й подачі інструмента (рис. 12 б). Як бачимо з графіка на рис. 12 б, значення параметра

Технологія машинобудування, верстати та інструменти


а

б

в

Рисунок 10 – Залежності складових сили різання (Px – а, Py – б), власне сили різання (Р – в) від кута нахилу й подачі інструмента при глибині різання 0,05 мм (1) і 0,1 мм (2)

а

б

в

Рисунок 11 – Залежності складових сили різання (Px – а, Py – б), власне сили різання (Р – в) від глибини різання й подачі інструмента при кутах його нахилу 15 (1) і 75 (2)

Rt сильно залежить від кута нахилу інструмента: при  = 15 його значення коливається у межах 2,27–2,54 мкм, а при  = 75 – у межах 2,71–2,90 мкм. Оскільки на малих глибинах різання параметр Rt мало залежить від зменшення подачі інструмента, щоб зменшити цей параметр на більш високих подачах інструмента і тим самим зменшити товщину поверхневого шару, геометричну структуру якого характеризує Rt, доцільним буде зменшити глибину різання як для менших, так і для більших кутів нахилу інструмента. Що ж до тріщинуватого припо-

верхневого шару, то зменшення його товщини необхідно очікувати зі зменшенням сили різання Р (і зокрема її складової Px) до рівня, який виникає в області більших кутів нахилу інструмента і на мінімальних подачах останнього, за рахунок зменшення (одночасного або кожного параметра процесу окремо) глибини різання й подачі інструмента. При цьому в області більших кутів нахилу і подач інструмента така стратегія управління процесом шліфування є найбільш ефективною.

а

б

Рисунок 12 – Залежності параметра Rt шорсткості обробленої поверхні від факторів, що варіюються:

кута нахилу й подачі інструмента (а) при глибині різання 0,05 мм (1) і 0,1 мм (2); глибини різання й подачі інструмента (б) при кутах нахилу 15 (1) і 75 (2)

3. ВИСНОВКИ У результаті експериментального дослідження впливу кута нахилу інструмента, режимів оброблення на силові характеристики процесу шліфування, шорсткість обробленої поверхні встановлена найбільш ефективна з точки зору зменшення товщини тріщинуватого приповерхневого шару сапфіру стратегія управління процесом шліфування, що полягає у зменшенні до необхідного рівня сили різання за

рахунок зменшення (одночасного або кожного параметра) глибини різання та подачі інструмента. Якщо до того ж необхідно стабілізувати товщину поверхневого шару, геометричну структуру якого характеризує, наприклад, параметр Rt, необхідно надавати перевагу зменшенню глибини різання як для менших, так і для більших кутів нахилу інструмента.

Journal of Engineering Sciences, Vol. 3, Issue 2 (2016), pp. A 1–A 9.

A7

A A


Experimental simulation of diamond grinding of internal sphere in sapphire Sokhan’, S. V.1), Melnik-Kagliak, N. O. 2), Kireev, V. E. 3) Bakul Institute for Superhard Materials, 2, Avtozavodska Str., 04074, Kyiv, Ukraine; National Technical University of Ukraine “Igor Sikorsky Kyiv Polytechnic Institute”, 37, Peremogy Av., 05036, Kyiv, Ukraine 1), 2) 3)

Insufficient crack growth resistance and durability of sapphire or ceramic materials are essential short coming which complicates their application in total human arthroplasty. One possible approach of elimination of this complicating is realized in a design of hybrid metal-bulk/ceramic-surface femoral head. In this context an actual problem appears. It is in machining without cracking in surface layer an internal surface in sapphire or ceramics spherical casing through the hole, which diameter is twice smaller diameter of processed sphere. The article represents the experimental investigation of diamond grinding of internal sphere in sapphire. It shows the effect of tool inclination angle and grinding conditions on both forces and roughness of machined surface. The conditions of low cracking in surface layer are identified. Keywords: hybrid metal-bulk/ceramic-surface femoral head of human, spherical casing, internal sphere, diamond grinding, experimental simulation, tool inclination angle, grinding conditions, forces, surface roughness.

Экспериментальное моделирование процесса алмазного шлифования внутренней сферы в сапфире С. В. Сохань 1), Н. А. Мельник-Кагляк 2), В. Е. Киреев 3) Институт сверхтвердых материалов им. В. Н . Бакуля, ул. Автозаводская, 2, 04074, Киев, Украина; 3) Национальный технический университет Украины «Киевский политехнический институт им. Игоря Сикорского», пр-т Победы, 39, 03056, Киев, Украина 1),2)

Существенным недостатком, затрудняющим применение сапфира или керамических материалов в артропластике суставов человека, является их недостаточная трещиностойкость и прочность. Один из способов устранения этого недостатка реализован в конструкции гибридных протезов бедренных головок, имеющих внешнюю оболочку из указанных материалов и сердцевину из металла. В этом контексте актуальной является проблема механической обработки внутренней поверхности сферической оболочки из сапфира или керамики через отверстие, диаметр которого вдвое меньший диаметра обрабатываемой сферы, без растрескивания поверхностного слоя. Приведены результаты исследования влияния угла наклона инструмента, режима обработки на силовые характеристики процесса, шероховатость обработанной поверхности при экспериментальном моделировании процесса алмазного шлифования внутренней сферы в сапфире. Выявлены условия, способствующие уменьшению трещин в поверхностном слое. Ключевые слова: гибридный протез бедренной головки человека, сферическая оболочка, внутренняя сфера, алмазное шлифование, экспериментальное моделирование, угол наклона инструмента, режим обработки, силовые характеристики, шероховатость поверхности.

СПИСОК ВИКОРИСТАНИХ ДЖЕРЕЛ

A

1. Корж Н. А. Состояние и проблемные вопросы эндопротезирования суставов в Украине (исполнение решений XV съезда ортопедов-травматологов Украины) / Н. А. Корж, Г. В. Гайко, В. А. Филиппенко, С. Герасименко, В. А. Танькут // Ортопед., травматол. и протезир. – 2014, № 1. – С. 81–86. 2. Rajaee, S. S. National Trends in Primary Total Hip Arthroplasty in Extremely Young Patients: A Focus on Bearing Surface Usage / S. S. Rajaee et al. // J. Arthropl., Vol. 27, Issue 10 (2012) 132–138. 3. Pezzotti, G. Artificial hip joints: The biomaterials challenge / G. Pezzotti, K. Yamamoto // J. Mech. Behav. Biomed. Mat. 3 1 (2014) 3–20. 4. Affatato, S. Advanced biomaterials in hip joint arthroplasty. A review on polymer and ceramics composites as alternative bearings / S. Affatato et al. // Composites B 83 (2015) 276– 283. 5. Hothan, A. The influence of component design, bearing clearance and axial load on the squeaking characteristics of ceramic hip articulations / A. Hothan et al. // J. Biomech, Vol. 44 (2011) 837–841. 6. Rahaman, M. N. In vitro testing of Al2O3-Nb composite for femoral head applications in total hip arthroplasty / M. N. Rahaman et al. // Acta Biomaterialia 6 (2010) 708–714. 7. Пат. 95382 Україна МПК А61F 2/32 (2006.01) Головка ендопротеза кульшового суглоба / В. В.Волков, О. В. Коваленко, М. І. Калінін та ін. – № 201004198 ; заявл. 12.04.2010 ; опубл. 25.07.2011, Бюл. № 14. – 3 с.

A8

8. Пат. 105064 U Україна МПК А61F2/32 (2006.1) Спосіб виготовлення головки ендопротеза кульшового суглобу / С. В. Сохань, Л. Ф. Головко, Н. О. Мельник-Кагляк – № 201503079 ; заявл. 03.04.2015 ; опубл. 10.03.2016, Бюл. № 5. – 3 с. 9. Пат. US 2013/0216420 A1 США U.S. Cl. B22F 7/02 (2013.01) Manufacturing method of a multilayer shell-core composite structural component / Li Yadong, Li Yajun – № 13/878,233 ; заявл. 29.06.2011 ; опубл. 22.08.2013. – 6 с. 10. Криворучко Д. В. Аналіз напружено-деформованого стану двошарової головки ендопротезу кульшового суглобу людини / Д. В. Криворучко, С. В. Сохань, С. П. Холявка, С. С. Ємельяненко, Н. О. Мельник-Кагляк // Сучасні технології в машинобудуванні: зб. наук.праць. – Вип. 11, 2016. – Харків : НТУ «ХПІ». – С. 122–136. 11. Гусев В. В. Технологическое обеспечение качества обработки изделий из технической керамики : монография / В. В. Гусев, Л. П. Калафатова. – Донецк : ГВУЗ «ДонНТУ», 2012. – 250 с. 12. Морозов Е. M. Контактные задачи механики разрушения / Е. M. Морозов, М. В. Зернин – Москва: Машиностроение, 1999. – 544 с. 13. Добровинская Е. Р. Энциклопедия сапфира / Е. Р. Добровинская, Л. А. Литвинов, В. В. Пищик. – Харьков : Ин-т монокристаллов, 2004. – 508 с. 14. Каталог измерительного инструмента ОАО «КАЛИБР» [Електронний ресурс] – Режим доступу : http://iskra.atomprom.ru/getfile.php?id=42. – Дата звернення : 11.09.2016. – Назва з екрана.

Технологія машинобудування, верстати та інструменти


REFERENCES 1. Korzh, N. A., Gayko, G. V., Filippenko, V. A., Gerasimenko, S., Tankut, V. A. (2014). Sostoyanie i problemnyie voprosy endoprotezirovaniya sustavov v Ukraine [The state and the problematic issues of arthroplasty in Ukraine]. Ortopedia, travmatologia i protezirovanie, 1, 81–86 [in Russian]. 2. Rajaee, S. S. et al. (2012). National Trends in Primary Total Hip Arthroplasty in Extremely Young Patients: A Focus on Bearing Surface Usage, J. Arthropl., Vol. 27, Issue 10, 132–138. 3. Pezzotti, G., Yamamoto, K. (2014). Artificial hip joints: The biomaterials challenge. J. Mech. Behav. Biomed. Mat., Vol. 3, Issue 1, 3–20. 4. Affatato, S. et al. (2015). Advanced biomaterials in hip joint arthroplasty. A review on polymer and ceramics composites as alternative bearings. Composites B., Vol. 83, 276–283. 5. Hothan, A. et al. (2011). The influence of component design, bearing clearance and axial load on the squeaking characteristics of ceramic hip articulations. J. Biomech., Vol. 44, 837–841. 6. Rahaman, M. N. et al. (2010). In vitro testing of Al2O3-Nb composite for femoral head applications in total hip arthroplasty. Acta Biomaterialia, Vol. 6, 708–714. 7. Volkov, V. V., Kovalenko, O. V., Kalinin, M. I. et al. (2011). Golovka endoproteza kulshovogo sugloba [The head of hip joint]. Patent No. 95382 Ukraine. IPC А61F2/32 (2006.01), No. 201004198. Bulletin No. 14 [in Ukrainian].

8. Sokhan’, S. V., Golovko, L. F., Melnyk-Kagliak, N. O. (2016). Sposib vygotovlennia golovky endoproteza kulshovogo suglobu [A method for manufacturing the head hip joint]. Patent No. 105064 Ukraine. IPC А61F2/32 (2006.1), No. 201503079. Bulletin No. 5 [in Ukrainian]. 9. Manufacturing method of a multilayer shell-core composite structural component: пат. US 2013/0216420 A1 США U.S. Cl. B22F 7/02 (2013.01) / Li Yadong, Li Yajun – № 13/878,233; заявл. 29.06.2011; опублік. 22.08.2013. – 6 с. 10. Kryvoruchko, D. V., Sokhan’ S. V., Kholiavka S. P. et al. (2016). Analiz napruzheno-deformovanogo stanu dvosharovoi golovky endoprotezu kulshovogo suglobu lyudyny [Analysis of deflected mode of the bilayer-head human hip joint]. Suchasni tekhnologii v mashynobuduvanni, Kharkiv, NTU “KhPI”, Vol. 11, 122–136 [in Ukrainian]. 11. Gusev, V. V., Kalafatova, L. P. (2012). Tekhnologicheskoie obespechenie kachestva obrabotki izdelii iz tehnicheskoy keramiki [Technological maintenance for quality of products during machining of technical ceramics]: Monograph, Donetsk, “DonNTU” [in Russian]. 12. Morozov, E. M., Zernin, M. V. (1999)/ Kontaktnyie zadachi mehaniki razrusheniya [Contact problems of fracture mechanics]. Moscow, Mashinostrienie [in Russian]. 13. Dobrovinskaya, E. R., Litvinov, L. A., Pishchik, V. V. (2004). Enciklopedia sapfira [Encyclopedia of sapphire]. Kharkov, Institute of Monocrystals [in Russian]. 14. Katalog izmeritelnogo instrumenta “Kalibr” Ltd. [Electronic source]: ttp://iskra.atomprom.ru/getfile.php?id=42.

A A Journal of Engineering Sciences, Vol. 3, Issue 2 (2016), pp. A 1–A 9.

A9


ЖУРНАЛ ІНЖЕНЕРНИХ НАУК JOURNAL OF ENGINEERING SCIENCES ЖУРНАЛ ИНЖЕНЕРНЫХ НАУК Web site: http://jes.sumdu.edu.ua/ Том 3, № 2 (2016) UDC 621.91.01

Measuring of roundness after turning of composite material with natural fibers Mital, D.1), Zajac, J.2), Botko, F.3), Hatala, M.4), Mitalova, Z.5), Radchenko, S.6) Ivanov, V.7) 1), 2), 3), 4), 5), 6) 7)

Technical University of Kosice, 1, Bayerova Str., 08001, Prešov, Slovakia Sumy State University, 2, Rymskogo-Korsakova Str., 40007, Sumy, Ukraine

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

Correspondent Author's Address: 27 July 2016 01 December 2016 09 December 2016

1)

dusan.mital@tuke.sk

2) jozef.zajac@tuke.sk 3) frantisek.botko@tuke.sk 4) michal.hatala@tuke.sk 6) svetlana.radchenko@tuke.sk 7) ivanov@tmvi.sumdu.edu.ua

The article is based on practical requirements from the reason of unequally removed material during the turning of the wood plastic composite (WPC). This results in geometrical deviations of the WPC bar diameter. WPC represents a relatively new group of materials that has been at the market for almost 30 years. In 1983 Lear Corporation in Wisconsine, USA made for the first time the interior panels of cars from composite materials – PP matrix with organic filler – 50 % wood flour. WPCs displace traditional materials such as wood, steel and cement materials in the marina industry. Designers are not limited technology of production from construction aspect, because different shapes and profiles can be produced by injection (resp. process of extrusion), but in the process of machining were monitored problems with tolerances. Mixed colors can be achieved by using of different pigments and one feels that this is real wood. Technologists begin to use convention technologies – drilling, milling and turning, as tendency of application of WPC increased. Knowledges about machining of WPC are not elaborate as deep as machining of metals or plastics. And this is a reason for orientation in this direction too. Commercial wood plastic composite MEGAWOOD (70 % wood flour, 30 % HDPE) was a sample material in current investigation of roundness after turning of WPC. HSS EN ISO HS6-5-2 cutting tool was used. The geometry of the cutting tool was γ0 = 20°, α0 = 8°, κr = 45°, rε = 0,5 mm, εr = 90°. Cutting conditions during turning were as follows: cutting speed n = 900 m/min (constant), feed f = 0,1 to 0,61 mm), depth of cut ap = 0,5 mm for turning of final diameter d = 36 mm. It was dry turning. Roundness/cylindricity measuring system RA – 120 was used for measuring of roundness deviation. It was found that the roundness deviation increases with feed increasing. Popped heat was not used during the turning to final diameter – 36 mm. Using of popped heat results in decreasing of roundness deviation. Waviness was not possible to measure within the range of ±1 000 µm on the sample No. 4 (f = 0,41 mm) and sample No. 5 (f = 0,6 mm). Tip of the measuring systems could not filtrate parameter of roughness (surface after turning – low value of tool nose radius rε = 0,5 mm and high feed caused distinctive toolmark). Inaccuracy of macrogeometry (including roundness) could have caused state of machine, tool and fixture too. Keywords: wood plastic composite, machining, roundness, roughness, measurement. Nomenclature: dp depth of cut f feed HDPE high density polyethylene LDPE low density polyethylene MAPP maleated polypropylene PE polyethylene PP polypropylene

PVC WPC α0 γ0 εr κr

polyvinyl chloride wood plastic composite tool orthogonal clearance tool orthogonal rake tool included angle tool cutting edge angle

1. INTRODUCTION

A

Wood Plastic Composite is a material made up of wood, plastic and additives: lubricants (external – promote slip between a barrel and melting, no sticking between melting and function parts of the extruder and decrease the process temperature, internal – to reduce the shear strength and viscosity of matrix) biocides

A 10

(protect the organic components against insect attack and fungal fungi), pigments (mainly used for aesthetic reasons (create a character of the surface), coupling agents (used to improve the compatibility of components), flame retardants (are used to reduce a risk of ignition of the product). Natural fibers modifies

Технологія машинобудування, верстати та інструменти


properties of final material – such as flexural and tensile stiffness (low – cost reinforcement). Matrix is created from platics (in virgin or recycled form), primary selection of plastics is made following a temperature of processing (Tmax = 200 °C, or some literatures show data – 190 °C). PE (polyethylen) is mainly used in different forms (HDPE – High Density PE, MDPE – Medium Density PE, LDPE – Light Density PE), on the other hand, PVC (polyvinilchlorid) and PP (polypropylene) can be used too. Plastics in final product increased weatherability, decay, water resistance and dimensional stability. Additives improve mechanical properties, chemical stability and more easily process (mixing of components). WPC materials represent budged priced of plastics. Traditional materials are displacemented from market, before WPC has perfect isolation properties and can be used in building industry. Plastics composite can replace masonry, stone or wood in wallfacing. Application of WPC product in industries are specified in Table 1 [1–5]. The Finnish pavilion KIRNU was introduced in exposition EXPO 2010 Shangai in China (the construction materials and methods chosen for the construction are eco- friendly (Fig. 1). Teemu Kurkela designed it and pavilion has introduced Finnish town in miniature. UPM ProFi – WPC composite material was used for facing and produced from recyctable material (paper and plastic).

Figure 1 – KIRNU shingle close-up [10]

25 000 injection molded marble white scaly shingles was used for wrapping the outer facade (3700 m2). This material find application in common criteria of household. It is possible to find in rooms with water steam (countertops in bathrooms, worktops in kitchens). Terrace coverings, railing systems, balcony panels, claddings profiles are available from WPC products in the Slovakia. Table tops, window boards are imported into Slovak Republic by German company WERZALIT GmbH + Co. KG [7–8]. Requirement to increase the lifespan of standard materials from renewable sources is existing. In a process of WPC production wood flour has been used to obtain as by-product in a furniture production eventually recycled plastics. There is no waste generating during the production of profiles, so there is no need to use formaldehyde or some volatiles. Supposition exists that WPC can be machined just like a wood or MDF (conventional woodworking tools). The uniform density of the products even makes processing easier than with traditional wood products and the net shapes extrusion means that many normal processes are not needed [9]. 2. MAIN PART 2.1. Material, cutting tool, preparation of samples, cutting conditions To investigate roundness after machining of WPC, commercial wood plastic composite MEGAWOOD (70 % wood flour, 30 % HDPE) was used. Basic information about material are indicated in Table 2. In the cutting process a tool from HSS EN ISO HS6-5-2 was used from the reason of availability of the tool in the future. Geometry of the cutting tool: γ0 = 20°, α0 = 8°, κr = 45°, rε = 0,5 mm, εr = 90°. Cutting conditions during turning: speed of rotation n = 900 m/min (constant), feed f = 0,1 to 0,61 mm (sample No. 1 – f = 0,1 mm, sample No. 2 – f = 0,2 mm, sample No. 3 – f = 0,3 mm, sample No. 4 – f = 0,41 mm, sample No. 5 – f = 0,61 mm), depth of cut dp = 0,5 mm (for turning of final diameter d = 36 mm). Cutting environment – dry cutting.

Table 1 – Application of WPC in industry [6] Building and Construction window and door frames, claddings, panels for balconies Industrial industrial and outdoor flooring, railing, bulkheads, pallets Automotive interior panels of car, track floor, roof headliners Exterior decking, fencing, playground equipments, benches office, bathroom and kitchen furniture, flooring, window boards, equipments Interior for saunies Table 2 – Information from dealer (technical data) Characteritics MEGAWOOD Density 12 g/cm3 Breaking strength* ≥ 3 400 N Friction coefficient ≥ 0,43 Thermal flexural behaviour ≤ 10 mm Behaviour under alterating load ≤ 20 % Thermal expansion coefficient 15,6x104 K Swelling after water storage (volume/ lengthwise/ width/ thickness) ≤ 7,0 %; ≤ 0,3 %; ≤ 0,7 %; ≤ 4,0 % Values are informative. * This value applies to single flooarboard upon centre distance between support points of 500 mm

Journal of Engineering Sciences, Vol. 3, Issue 2 (2016), pp. A 10–A 14.

A 11

A


As the material is extruded (profile) it was very difficult to find a profile with circle cross-section. Dimensions of extruded profile were 60x40x3600 mm. Steps of preparation of samples: – cutting by hack saw machine – pieces with 100 mm in length; – milling – samples with square cross-section (prior to turning). Turning to 37 mm in diameter (the popped heat and carrying pike was used) and then to 36 mm in final diameter 2.2. Measuring parameters Roundness/Cylindricity Measuring System RA – 120 was used for measuring of roundness deviation (filter: 2CRPC – 75, CUT – OFF value 15 – 500, Measuring range ± 1000 µm, possibilities of measuring parameters: peak height P, valley depth V, mean roundness). Measuring systems used (Least Square Circle) LSC method – it is a circle, which separates the roundness profile of an object by separating the sum of total areas of the inside and outside it in equal amounts. The roundness error then can be estimated as the difference between the maximum and minimum distance from this reference circle (Fig. 2) [11].

Figure 4 – Sample No. 1 (feed = 0,1 mm), distance between the places – 1 mm

Figure 5 – Sample No. 4 (feed = 0,41 mm)

Figure 2 – Least Square Circle – LSC method

2.3. Result and discussion The roudness deviation increased with increased feed (Fig. 3). Popped heat was not used during the turning to final diameter – 36 mm (in step 3: turning to 37 mm in diameter – the popped heat and carrying pike was used). Using of popped heat – roundness deviation should be decreased.

Figure 6 – Process of the filtration [12]

Waviness was not possible to measure in range ±1 000 µm on the sample No. 4 (Fig. 5) and sample No. 5. Tip of the measuring systems can not to filtrate parameter of roughness (surface after the turning – low value of tool nose radius rε = 0,5 mm and high feed caused distinctive toolmark). Process of filtration is illustrated in Fig. 6. 3. CONCLUSION

A

Figure 3 – Transformation of roundness deviation with change of feeds

A 12

The value of roundness deviation increased with increased feed. Distinctive surface after the turning (to final diameter) on the samples No. 4 and No. 5 probably caused disability of measuring system for measuring of roundness deviation (surface similar to thread). Inaccuracy of macrogeometry (include roundness) could have caused state of machine, tool and fixture too.

Технологія машинобудування, верстати та інструменти


Измерение круглости после токарной обработки композитных материалов с натуральными волокнами Д. Митал1), Й. Заяц2), Ф. Ботко3), М. Гатала4), З. Миталова5), С. Радченко6), В. Иванов7) 1), 2), 3), 4), 5), 6) Технический 7) Сумский

университет г. Кошице, ул. Баерова, 1, 08001, г. Прешов, Словакия; государственный университет, ул. Римского-Корсакова, 2, 40007, г. Сумы, Украина

Статья основана на практических требованиях по причине неодинаково удаленного материала в процессе механической обработки древесно-пластикового композита, в результате чего они получили геометрические отклонения диаметра. Древесно-пластиковый композит представляют собой относительно новую группу материалов, появившихся на рынке в течение последних 30 лет. В 1983 году компания Lear Corporation в штате Висконсин, США, впервые изготовила внутренние панели автомобилей из композитных материалов – PP-матрицы с органическим наполнителем – 50 % древесной муки. Древесно-пластиковые композиты вытесняют традиционные материалы, такие как дерево, сталь и цементные материалы в морской промышленности. Проектировщики не ограничиваются технологией производства из строительного аспекта, так как различные формы и профили могут быть изготовлены методом инжекции (процесс экструзии), но в процессе обработки контролировались проблемы с допусками. Смешанные цвета могут быть достигнуты путем использования различных пигментов, что обеспечивает ощущение натурального дерева. Технологи начинают использовать известные технологии – сверление, фрезерование, токарную обработку, потому что увеличилась тенденция применения древесно-пластиковых композитов. Знания о древесно-пластиковых композитах не так фундаментальны, как знания о процессе резания металлов (или пластмасс). И это определяет актуальность направления исследования. Для исследования круглости после обработки древесно-пластиковых композитов использовался коммерческий материал MEGAWOOD (70 % древесной муки, 30 % HDPE). В процессе резания использовали инструмент из быстрорежущей стали: EN ISO HS6-5-2, геометрия режущего инструмента: γ0 = 20°, α0 = 8°, κr = 45°, rε = 0,5 мм, εr = 90°. Условия резания при точении: скорость вращения n = 900 м/мин (постоянная), подача f = 0,1 до 0,61 мм), глубина резания ар = 0,5 мм (для точения до диаметра d = 36 мм). Режущий среда – без охлаждения. Roundness/Cylindricity Measuring System RA-120 использовали для измерения отклонения от круглости. Отклонение от круглости возрастает с увеличением подачи. Волнистость не удалось измерить в диапазоне ±1 000 мкм на образце № 4 (f = 0,41 мм) и образце № 5 (f = 0,6 мм). Измерительная система не может идентифицировать параметр шероховатости (поверхность после обработки точением – низкое значение радиуса режущей кромки резца rε = 0,5 мм и высокая подача вызвали отличительные следы резца на обрабатываемой поверхности). Неточность макрогеометрии (включая круглость) могли вызвать состояния станка, режущего инструмента и приспособления. Ключевые слова: древесно-пластиковый композит, механическая обработка, округлость, токарная обработка, измерение.

Вимірювання круглості після токарного оброблення композитних матеріалів із натуральними волокнами Д. Мітал1), Й. Заяц2), Ф. Ботко3), М. Гатала4), З. Міталова5), С. Радченко6), В. Іванов7) 1), 2), 3), 4), 5), 6) Технічний 7)

університет м. Кошице, вул. Баєрова, 1, 08001, м. Прешов, Словаччина; Сумський державний університет, вул. Римського-Корсакова, 2, 40007, м. Суми, Україна Стаття ґрунтується на практичних вимогах щодо неоднаково видаленого матеріалу в процесі механічного оброблення деревно-пластикового композита, в результаті цього одержали геометричні відхилення діаметра. Деревно-пластиковий композит являє собою відносно нову групу матеріалів, що з’явилися на ринку за останні 30 років. У 1983 році компанія Lear Corporation у штаті Вісконсин, США, вперше виготовила внутрішні панелі автомобілів із композитних матеріалів – РР-матриці з органічним наповнювачем – 50 % деревного борошна. Деревно-пластикові композити витісняють традиційні матеріали, такі як дерево, сталь і цементні матеріали в морській промисловості. Проектувальники не обмежуються технологією виготовлення з будівельного аспекту, оскільки різні форми та профілі можуть бути виготовлені методом інжекції (процес екструзії), але у процесі оброблення контролювалися проблеми з допусками. Змішані кольори можуть бути досягнені шляхом використання різних пігментів, що забезпечує відчуття натуральної деревини. Технологи починають використовувати відомі технології – свердління, фрезерування, токарне оброблення, оскільки збільшилася тенденція застосування деревно-пластикових композитів. Знання про деревно-пластикові композити не такі фундаментальні, як знання про процес різання металів (або пластмас). І це визначає актуальність напрямку дослідження. Для дослідження круглості після оброблення деревно-пластикових композитів використовувався комерційний матеріал MEGAWOOD (70 % деревного борошна, 30 % HDPE). У процесі різання застосовували інструмент із швидкорізальної сталі: EN ISO HS6-5-2, геометрія різального інструменту: γ0 = 20°, α0 = 8°, κr = 45°, rε = 0,5 мм, εr = 90°. Умови різання при точінні: швидкість різання

Journal of Engineering Sciences, Vol. 3, Issue 2 (2016), pp. A 10–A 14.

A

A 13


n = 900 м/хв (постійна), подача f = 0,1 до 0,61 мм, глибина різання ар = 0,5 мм (для точіння до діаметра d = 36 мм). Різання без охолодження. Roundness/Cylindricity Measuring System RA-120 використовували для вимірювання відхилення від круглості. Відхилення від круглості збільшується зі збільшенням подачі. Хвилястість не вдалося виміряти у діапазоні ±1 000 мкм на зразку № 4 (f = 0,41 мм) та зразку № 5 (f = 0,6 мм). Вимірювальна система не може ідентифікувати параметр шорсткості (поверхня після оброблення точінням – низьке значення радіуса різальної кромки різця rε = 0,5 мм і висока подача викликали істотні сліди різця на оброблюваній поверхні). Неточність мікрогеометрії (включаючи круглість) могло спричинити стани верстата, різального інструмента та верстатних пристроїв. Ключові слова: деревно-пластиковий композит, механічне оброблення, круглість, токарне оброблення, вимірювання.

REFERENCES 1. Fabiyi, J. S. – McDonald, A. G. – McIlroy, D. (2009). Wood Modification Effects on Weathering of HDPE-Based Wood Plastic Composite. Journal of Polymers and the Enviroment. Vol. 17, No. 1, 34–48, DOI: 10.1007/s10924-009-0118-y. 2. Klyosov, A. A. (2007). Wood-plastic composites. WileyInterscience, New-Jersey, ISBN 978-0-470-1489-4. 3. Pritchard, G. (2007). Oppornuties for additives in wood plastics composites. In: 13th International Plastics Additives and Compounding Conference: 5th-6th September 2007, Farnkfurt, Germany: conference proceedings. iSmithers Rapra Publishing, 1–12, ISBN 978-1-84735-0183. 4. Xanthos, M. (2005). Functional Fillers for plastics. WileyVCH, ISBN 978-3-527-31054-8. 5. http://www.the-infoshop.com/press/fd9236 9 en.shtml, 10.3.2011. 6. http://extrudedproffilesworld.com/wpc-profIle.html, 21.5.2011.

7. http://www.polymer.hacettepe.edu.tr/weblymertechnology lesson/WoodPlasticComposite.ppt, 3.03.2011. 8. http://www.werzalit.de/img/pdf_download/Fremdsprac hen/England/Gesamt/GesamtbroschGesa_GB_2009_Adr.D. pdf, 05.05.2011. 9. http://www.tangram.co.uk/TI-Wood_Plastic_Composites_ Review.pdf, 26.05.2011. 10. http://www.upmprofi.com/upm/internet/upM_profi.nsf/ images/Shingle_close_up.jpg/$FILE/Shingle_close_up.jpg, 25.05.2011. 11. Smith, G. T. (2002). Industrial Metrology Surfaces and Roundness. Springer-Verlag, p. 159, ISBN 9781852335076. 12. http://web.tuke.sk/metrologia/navody/uloha9.pdf, 20.05.2011.

A

A 14

Технологія машинобудування, верстати та інструменти


ЖУРНАЛ ІНЖЕНЕРНИХ НАУК JOURNAL OF ENGINEERING SCIENCES ЖУРНАЛ ИНЖЕНЕРНЫХ НАУК Web site: http://jes.sumdu.edu.ua/ Том 3, № 2 (2016) УДК 621.914.6:621.824.43

Повышение точности червячных шлицевых фрез путем аппроксимации теоретического профиля участком эвольвенты окружности М. В. Фролов1) 1) Запорожский

национальный технический университет, ул. Жуковского, 64, 69063, г. Запорожье, Украина Article info: Paper received: The final version of the paper received: Paper accepted online:

Correspondent Author's Address: 29 November 2016 09 December 2016 22 December 2016

1)

mc.frolov@gmail.com

Одним из наиболее распространенных и эффективных методов изготовления прямобочных шлицевых валов является их нарезание червячными фрезами методом обкатки. При этом теоретический профиль фрезы с учетом его нетехнологичности традиционно аппроксимируется (заменяется) участком одной окружности либо участками двух окружностей. В ряде случаев такой подход не обеспечивает точности замены либо усложняет процесс изготовления фрезы. Альтернативой традиционному подходу к аппроксимации теоретического профиля является его замена участком эвольвенты окружности. В работе предложен подход к такой замене, который базируется на равенстве радиусов кривизны теоретического и заменяющего профилей в расчетных точках; разработаны методики и алгоритмы расчета параметров заменяющей эвольвенты, а также оценки точности такой замены. Приведен результат расчета, демонстрирующий более чем в 20 раз высшую точность аппроксимации в сравнении с заменой участком окружности. Ключевые слова: прямобочный шлицевый вал, червячная фреза, теоретический профиль, заменяющая окружность, эвольвента окружности, смещение систем координат, угол развернутости, основная окружность, точность аппроксимации.

1. ВВЕДЕНИЕ Обработка прямобочных шлицевых валов червячными фрезами методом обкатки является одним из наиболее производительных, точных и технологичных методов, в том числе благодаря непрерывности процесса обработки до полного изготовления детали. При этом достигаются высокие эксплуатационные характеристики поверхностного слоя [1]. 1.1. Состояние проблемы и постановка задачи Преимущества нарезания шлицевых валов червячными фрезами несколько нивелируются тем, что теоретический профиль фрезы представляет собой сложную кривую, которую нельзя реализовать на практике. В этой связи теоретический профиль аппроксимируется более технологичным. Традиционно теоретический профиль заменяют дугой окружности, которую формируют шлифовальным кругом, профиль которого, в свою очередь, получается в результате правки алмазом. Правку проводят на приспособлении с одним равномерным вращательным движением, где ось вращения проходит через державку алмаза. Результатом замены является возникновение погрешности профиля фрезы, которая в соответствии с ГОСТ 8027–86 не должна превышать 1/3 допуска на ширину шлица. Этим же стандартом

устанавливается, что отклонение профиля допускается «только в плюс», что при замене дугой окружности обеспечивается не на всей его длине. В том случае, когда путем замены окружностью не удается достичь требуемой точности – теоретический профиль аппроксимируется дугами двух окружностей, что усложняет процесс правки. Процедура подбора заменяющей/заменяющих окружностей подробно описана в литературе. Кроме этого, процедура контроля фрез в соответствии с темже стандартом путем нарезания и контроля так называемых пробных колец представляется достаточно трудозатратной. Отсюда видно, что задача аппроксимации теоретического профиля с наибольшей точностью является весьма актуальной. Профиль фрезы можно пытаться заменять разными кривыми, задавая траекторию движения алмаза в процессе правки при помощи копира. Однако интерес представляет подбор такой заменяющей кривой, которую в процессе правки, как и окружность, можно получить за счет простых движений – равномерных вращательного и поступательного, и которая обеспечит не только существенно более высокую точность замены, но и отклонение профиля в плюс. Принимая во внимание кинематику процесса фрезерования прямобочного профиля методом обкатки, есть смысл рассмотреть возможность замены теоретического профиля участком эвольвенты окружности.

Journal of Engineering Sciences, Vol. 3, Issue 2 (2016), pp. А 15–А 19.

A 15

A


1.2. Цель работы Исходя из вышеизложенного, целью настоящей работы является оценка возможности замены теоретического профиля червячной фрезы для нарезания прямобочных шлицевых валов участком эвольвенты окружности. Для этого необходимо разработать методики и алгоритм расчета (подбора) параметров заменяющей эвольвенты. Результатом применения такой методики будет повышение точности червячных фрез для обработки прямобочных шлицевых валов. 2. ОСНОВНАЯ ЧАСТЬ Исходными данными для расчета являются модифицированные (расчетные) размеры шлицевого вала (для валов, которые не будут шлифоваться после фрезерования) – внутренний диаметр dp, внешний диаметр Dp и ширина шлица bp [2]:

d p  d min  0,25  Td , D p  Dmax  2c min ,

(1)

b p  bmin  0,25  Tb ,

X e  Rb cos q     q sinq    , Ye  Rb sinq     q cos q    .

(2)

Y p  R0 sin     sin   sin    .

1 D p2  0,75  b p2 , 2

Записав уравнения (7) с учетом уравнений (6) для двух точек, получим систему из четырех уравнений, в то время как количество неизвестных в них – шесть: радиус основной окружности Rb; угол поворота эвольвенты β; смещение системы координат по осям – X0, Y0; углы развернутости для обеих точек q1 и q2. Таким образом, решение этой задачи требует дополнительных условий или ограничений. В качестве такого условия предлагается взять равенство радиусов кривизны профиля и эвольвенты в точках «1» и «2». В общем случае радиус кривизны ρ произвольной кривой, заданной параметрически, определяется по формуле



X

 Y 2    XY  YX 2

3

.

(3)

γ – профильный угол:

 bp  .   2  R0 

  arcsin 

(4)

Предельные значения углового параметра α, исходя из рабочей высоты шлица, определяются, основываясь на зависимостях из работы [2], следующим образом (αmin соответствует радиусу начальной окружности R0):

 min   , cos  max 

A

sin  2 

A 16

dp 2 R0 bp dp

,

(7)

Y0  Y p  Ye .

В уравнении (2) R0 – радиус начальной окружности: R0 

(6)

Здесь и далее индекс «е » относится к системе координат эвольвенты; Rb – радиус основной окружности эвольвенты; β – угол поворота эвольвенты. При замене теоретического профиля (рис. 1) прежде всего на нем выбираются две точки – «1» и «2», задаваемые параметрами α1 и α2 (находящимися в пределах от αmin до αmax), координаты которых соответственно (Xp1, Yp1) и (Xp2, Yp2) определяются из уравнений (2). Далее, на эвольвенте необходимо выбрать свои точки «1» и «2», которые в результате ее поворота на угол β и смещения по осям X и Y соответственно на величины X0 и Y0 должны совпасть с соответствующими точками профиля (на рис.1 перемещения показаны пунктиром). Тогда смещение начала координат системы эвольвенты XeOeYe относительно системы координат профиля XpOpYp будет определяться следующим образом:

X0  X p  Xe ,

где dmin, Dmax, сmin, bmin – предельно допустимые размеры соответственно внутреннего диаметра, внешнего диаметра, фаски и ширины шлица; Td, Tb – допуски на соответственно внутренний диаметр и ширину шлица. Теоретический профиль фрезы описывается параметрическими уравнениями от углового параметра α (рис. 1). Здесь и далее индекс «p» относится к системе координат профиля [2]:

X p  R0   sin     sin   cos    

Уравнение эвольвенты в параметрическом виде, где параметром является угол развернутости q, в своей системе координат имеет вид [3] (рис.1):

(5)

. Рисунок 1 – Теоретический профиль фрезы

Технологія машинобудування, верстати та інструменти

(8)


Используя уравнения (8), (2) и (6), после ряда преобразований были получены уравнения для радиусов кривизны профиля ρp и эвольвенты  в :

 p  R0 2  sin   sin   ,

(9)

 e  Rb q . Приравняв радиусы кривизны ρp и ρв для 2 точек – «1» и «2», с учетом уравнений (7) получаем систему из шести трансцендентных уравнений, которую каким-либо численным методом необходимо решить относительно Rb, β, q1, q2, X0, Y0. Однако эта задача может быть решена и проще путем нескольких итераций, о чем говорится дальше. Для того чтобы точки «1» и «2» эвольвенты могли совместиться с соответствующими точками профиля, длины хорд Hp и He (рис. 1) должны быть равны. Определение длины хорды Hp не вызывает сложности, так как координаты точек профиля задаются, а вот попытка получения аналитического выражения для He также приводит к трансцендентному уравнению, решаемому численно. Поэтому в первом приближении приравняем длины линий участков профиля и эвольвенты, лежащих между точками «1» и «2» – Lp и Le. Длина участка произвольной кривой, заданной параметрически от параметра t и лежащей между двумя точками, характеризуемыми параметрами t1 и t2, определяется формулой 2

2

t2  dX   dY  L      dt . t1  dt   dt 

(10)

Используя уравнения (10), (2) и (6), после ряда преобразований получены зависимости для определения длин кривых – профиля и эвольвенты, лежащих между соответствующими точками «1» и «2» – Lp и Le:

L p  R0 2cos 1  cos  2   sin   2   1  , Le 

(11)

1 Rb q 22  q12  . 2

Из уравнений (11) и (9) может быть получено выражение для определения радиуса основной окружности эвольвенты Rb, обеспечивающего: – равенство радиусов кривизны профиля и эвольвенты в точках «1» и «2»; – равенство длин кривых – профиля и эвольвенты, лежащих между теми же точками,

Rb 

 p2 2   p21 2 Lp

.

(12)

Имея радиус Rb, можно определить угол β (также в первом приближении), на который следует повернуть эвольвенту, для того чтобы ее точки «1» и «2» совмещались с соответствующими точками профиля. Для этого с учетом уравнений (9) определяются значения q1 и q2:

q1 

q p1 Rb

, q2 

q p2 Rb

.

(13)

А далее расчет β выполняется в следующей последовательности: U1  cos q1  q1 sin q1 , U 2  cos q2  q2 sin q2 , (14)

W1  sin q1  q1 cos q1 , W2  sin q2  q2 cos q2 , U U 2 Q 1 . W 2  W1 Если Q > 0, то  b  arctg (Q) . Если Q < 0, то  b    arctg (Q) .  Y p 2  Y p1  X p 2  X p1 

 p  acrtg 

  ,    b  p .  

Полученные в результате первого приближения значения Rb и β последовательно корректируются – с шагом ΔRj изменяется Rb: Rb (j + 1)=Rb (j) ± ΔRj, а затем пересчитывается β. Корректировка проводится таким образом, чтобы координаты центра системы координат эвольвенты Oe (X0, Y0), рассчитанные по уравнениям (7) для точек «1» и «2», совпали бы с заданной точностью, что будет свидетельствовать о совпадении самих точек. Если обозначить координаты центра, рассчитанные для точек, соответственно X0 (1), Y0 (1), и X0 (2), Y0 (2), то это условие будет иметь вид:



X

0 (1)

 X 0( 2)

  Y 2

0 (1)

 Y0( 2)

2

0.

(15)

Как показывают расчеты, при точности Rb до 0,01 мм и β до 0,1⁰ порядок величины Δ может составлять 3∙10–4 мм, а расхождение длин кривых при этом составит около 6 ∙10–5 мм. Критерием эффективности предложенной методики и алгоритма является точность замены теоретического профиля. Для этого в ряде точек теоретического профиля i нужно найти кратчайшее расстояние до эвольвенты – εi, максимальное из которых и будет точностью замены Ε. Это условие записывается так:

E  max  i 

f (q)  X pi  X e  X 0

  Y

f ( q) ,

2

pi

 Ye  Y0

2

(16)  min .

Условие минимума функции f (q) обеспечивается при df (q) dq  0 , что после ряда преобразований приводит к уравнению:

X pi cos q     Y pi sinq     Rb  0 .

(17)

Уравнение (17) решается относительно q, после чего для найденного значения q по уравнениям (16) вычисляется εi. Определение угла развернутости q осуществляется в следующей последовательности:

b

Z

Journal of Engineering Sciences, Vol. 3, Issue 2 (2016), pp. A 15–A 19.

2Y pi Rb  X pi

, c

Rb  X pi Rb  X pi

,

(18)

b  b 2  4c , q  2arctg (Z )   . 2

A A 17


3. ВЫВОДЫ Для оценки предлагаемой методики и алгоритма был проведен расчет параметров заменяющей эвольвенты теоретического профиля фрезы, предназначенной для обработки шлицевого вала средней серии 10х82х92х12. Некоторые из полученных результатов приведены в табл. 1 Для сопоставления полученных результатов с точностью замены теоретического профиля дугой окружности расчет был проведен по методике, изложенной в [2]. Рассчитанная погрешность замены при этом составила 12,5 мкм, что более чем в 20 раз больше, чем при замене участком эвольвенты. Кроме того, анализ полученных в результате расчета координат точек теоретического профиля и заменяющей

эвольвенты показал, что все отклонения, как того и требует стандарт, располагаются только в плюс. Таким образом, могут быть сформулированы следующие выводы: 1. Эвольвента окружности может быть принята в качестве заменяющей кривой для аппроксимации (замены) теоретического профиля фрезы для нарезания прямобочных шлицевых валов. 2. Предложенная методика аппроксимации теоретического профиля участком эвольвенты, расчета параметров заменяющей эвольвенты и оценки точности аппроксимации позволяет достичь не только существенно более высокой точности замены по сравнению с традиционной аппроксимацией участком окружности, но и расположения заменяющего профиля в соответствии со стандартом.

Таблица 1 – Параметры заменяющей эвольвенты. Результаты расчета Наименование Радиус основной окружности Rb Угол поворота эвольвенты β Углы развернутости в расчетных точках: q1 q2 Координаты центра основной окружности заменяющей эвольвенты: X0 Y0 Погрешность замены (максимальная) Ε

Ед. изм. мм рад / град.

Значение 88,247 1,633 / 93,6

рад / град.

0,0679 / 3,896 0,2790 / 15,984

мм

–5,563 –88,276 0,58

мкм

Spline shaft hob cutter accuracy increase by the means of theoretical profile approximation by the circle involute section М. V. Frolov1) 1) Zaporizhzhya

National Technical University, 64, Zhukovskogo Str., 69063, Zaporizhzhya, Ukraine

One of the most wide spread and efficient spline shafts manufacturing methods is their cutting by the means of generating process by hob cutters. In this case, hob cutter’s theoretical profile, taking in to account its inadaptability to manufacture, traditionally is approximated by the section(s) of one or two circles. In some cases this approach do not provides necessary accuracy or increase complexity of the manufacturing process. Alternative to the traditional approximation approach is theoretical profile substitution by the circle involute section. Absence of the methods for circle involute parameters evaluation makes this work relevant. There is approach suggested for this kind of substitution, based on equality of theoretical profile’s and substituting curve’s curvature radii in rated points. Methods and algorithms for substituting circle involute parameters and substitution accuracy evaluation are suggested. Given evaluation result shows more than 20 times higher approximation accuracy in comparison with the circle section substitution. Keywords: linear-form spline shaft, hob cutter, theoretical profile, substituting circle, circle involute, coordinate system shift, sweep angle, basic circle, approximation accuracy.

Підвищення точності черв’ячних шліцьових фрез шляхом апроксимації теоретичного профілю ділянкою евольвенти кола М. В. Фролов1) 1) Запорізький

національний технічний університет, вул. Жуковського, 64, 69063, м. Запоріжжя, Україна Одним із найбільш поширених та ефективних методів виготовлення прямобічних шліцьових валів є їх нарізання черв’ячними фрезами методом обкатування. При цьому теоретичний профіль фрези з огляду на його нетехнологічність традиційно апроксимується (замінюється) ділянкою одного кола або двох кіл. У ряді випадків такий підхід не забезпечує потрібної точності заміни або ускладнює процес виготовлення фрези. Альтернативою традиційному підходу до апроксимації теоретичного профілю є його заміна ділянкою евольвенти кола. У роботі запропонований підхід до такої заміни, що базується на рівності радіусів кривизни теоретичного профілю та профілю, що замінює у розрахункових точках; розроблені методики та алгоритми розрахунку параметрів евольвенти, що замінює теоретичний профіль, а також оцінювання точності такої заміни. Наведено результат розрахунку, який демонструє вищу більше ніж у 20 разів точність апроксимації порівняно із заміною ділянкою кола.

A

Ключові слова: прямобічний шліцьовий вал, черв’ячна фреза, теоретичний профіль; коло, що замінює; евольвента кола, зміщення систем координат, кут разгорнутості, основне коло, точність апроксимації.

A 18

Технологія машинобудування, верстати та інструменти


СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННЫХ ИСТОЧНИКОВ 1. Желтобрюхов Е. М. Автоматизированное проектирование червячных шлицевых фрез / Е. М. Желтобрюхов, М. С. Кузнецов // Ползуновский вестник. – 2011. – № 3/1. – С. 22 – 25. 2. Галактионова А. П. Автоматизированное проектирование червячных шлицевых фрез [Электронный ресурс] / А. П. Галактионова. – Екатеринбург : ГОУ ВПО УГТУ – УПИ, 2008. – 28 с. – Режим доступа : http://study.urfu.ru/ Aid/Publication/7415/1/Freza-otred.pdf

3. Елисеев В. В. О методе огибания в теории зацепления [Электронный ресурс] / В. В. Елисеев, А. Н. Евграфов, Ю. А. Семенов // Теория механизмов и машин. – 2004. – Т. 2, № 1. – С. 42–50.– Режим доступа : http://tmm.spbstu.ru/ 3/eliseev.pdf.

REFERENCES 1. Zheltobrukhov, E. M., Kuznetsov, M. S. (2011). Avtomatizirovanoye proektironanie cherviachnyh shlitsevyh frez [Computer aided design of the hob cutters for spline shafts]. Polzunovsky Vestnik, Polzunov’s Herald, 3/1, 22–25 [in Russian]. 2. Galaktionova, A. P. (2008). Avtomatizirovanoye proektirovanie cherviachnyh shlitsevyh frez [Computer aided design of the hob cutters for spline shafts]. Ekaterinburg: UPI. study.urfu.ru. Retrieved from http://study.urfu.ru/Aid/ Publication/7415/1/Freza-otred.pdf [in Russian].

3. Eliseev, V. V., Evgrafov, A. N., Semenov, U. A. (2004). O metode ogibaniya v teorii zatsepleniya [About envelope method in gearing theory]. Teoriya mekhanizmov і mashin, Theory of mechanisms and machines, Vol. 2, Issue 1, 42–50. tmm.spbstu.ru Retrieved from http://tmm.spbstu.ru/3/ eliseev.pdf [in Russian].

A Journal of Engineering Sciences, Vol. 3, Issue 2 (2016), pp. A 15–A 19.

A 19


ЖУРНАЛ ІНЖЕНЕРНИХ НАУК JOURNAL OF ENGINEERING SCIENCES ЖУРНАЛ ИНЖЕНЕРНЫХ НАУК Web site: http://jes.sumdu.edu.ua/ Том 3, № 2 (2016) УДК 621.99.07.014

Особенности обработки различных типов внутренних резьб мерным инструментом А. А. Нешта1), Д. В. Криворучко2) 1), 2) Сумский

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

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

Correspondent Author’s Address: 04 December 2016 22 December 2016 26 December 2016

1) anna.neshta@i.ua 2)

dmytro.kryvoruchko@gmail.com

На основании анализа последних исследований были выявлены недостатки существующих методов формообразования внутренних резьб, реализуемых различными способами обработки. Способ обработки круглой резьбы мерным инструментом показал высокую производительность по сравнению с известными способами. Дальнейшие исследования его возможного применения при обработке других типов резьб являются актуальной задачей, для реализации которой необходимо определить диаметр инструмента и параметры траектории его движения. Графическим способом определены реальные профили поперечных сечений. Аналитическим способом получены математические зависимости, связывающие шаг и форму профиля резьб с размерами инструмента и параметрами настройки оборудования. Определены номинальные диаметры мерного инструмента и радиусы спиральной траектории его движения для метрической, дюймовой и круглой резьб. Получены коэффициенты регрессии, характеризующие степень влияния внутреннего диаметра и шаг резьбы на диаметр мерной фрезы. Ключевые слова: метод огибания и касания, профиль резьбы, резьбофрезерование, точность, режущая пластина.

1. ВВЕДЕНИЕ

A

В современном машиностроении происходит постоянное развитие различных исследовательских направлений в области обработки внутренних резьб, ввиду проблем, связанных с трудоемкостью процесса обработки, получением необходимой точности и высокой стоимостью инструмента, использующегося при методе копирования. Поэтому все чаще находят применение такие способы, как обработка вращающимися инструментами. При обработке мерной фрезой со стандартными режущими пластинами поверхность внутренней резьбы формируется сочетанием двух методов формообразования. На основе классификации [1] методов формообразующих движений способ обработки мерной фрезой, при котором производящая линия образуется методом огибания, а направляющая линия – методом касания, относится к методу огибания и касания. Ранее были определены области применения способа обработки мерной фрезой со стандартными режущими пластинами для метрической, дюймовой и круглой внутренних резьб. Высокая производительность обработки круглой внутренней резьбы данным способом позволяет прогнозировать возможность повышения эффективности обработки также для метрической и дюймовой внутренних резьб.

A 20

механическая обработка,

1.1. Анализ последних исследований и литературы О. В. Мальковым [2] для получения внутренних резьб предложено использовать специальный комбинированный инструмент сверло-резьбофрезу с винтовыми стружечными канавками и затылованной задней поверхностью, что подразумевает необходимость коррекции профиля для получения резьбы требуемой точности. При использовании конструкции данного инструмента сложно достигаются оптимальные режимы резания для одновременно выполняющихся двух различных по сути переходов – сверления и резьбофрезерования. Поскольку инструмент является специальным, то его изготовление будет дорогостоящим. Точность обработки резьбы в данной работе не рассматривается, так как зависит от точности изготовления инструмента. В работе [3] с помощью моделирования процесса резьбофрезерования рассмотрено возникновение погрешности профиля при обработке гребенчатыми резьбовыми фрезами и даны рекомендации по определению профиля режущего инструмента для обработки внутренних резьб с требуемой точностью. Данный способ, как и предыдущий, характеризуется повышенной трудоемкостью при проведении расчета параметров требуемого профиля инструмента для резьбы с конкретными шагом, диаметром, углом профиля и степенью точности, а также невозмож-

Технологія машинобудування, верстати та інструменти


ностю корректировки и подналадки в процессе работы. В данной работе даны рекомендации обработки только гребенчатыми фрезами. В работе Д. В. Косарева [4] рассматривается повышение точности формообразования внутренних резьб при планетарном движении с использованием мерного инструмента. При этом используется фреза с резьбовыми пластинами стандартного профиля и передней направляющей для повышения жесткости инструмента. В данном способе сложность получения резьб высокой точности заключается в том, что необходимо изготавливать отверстие под резьбу и переднюю направляющую с малыми отклонениями для обеспечения малого допуска посадки соединения. Передняя направляющая является специальной деталью и должна изготавливаться для каждого типоразмера резьбы отдельно, что приводит к повышению стоимости обработки в конечном итоге. В исследовании рассматривается повышение точности с позиции обеспечения достаточной жесткости технологической системы, но другие факторы, в частности, геометрическая составляющая при планетарном движении, не рассматривались. 1.2. Постановка проблемы Из рассмотренных источников следует, что способ обработки внутренней резьбы мерным инструментом со стандартным профилем режущих пластин нуждается в более подробных исследованиях по определению математических зависимостей, связывающих шаг, форму профиля резьбы с размерами инструмента и параметрами настройки оборудования. Настройка оборудования заключается в определении параметров спиральной траектории для обработки внутренней резьбы конкретного типоразмера, поэтому тема данного исследования является актуальной. 1.3. Цель работы Определение диаметров мерных фрез и радиусов спиральной траектории их движения для обработки метрических, дюймовых и круглых резьб. 2. ОСНОВНАЯ ЧАСТЬ Способ обработки внутренней резьбы мерной фрезой при вращении вокруг своей оси и движении по спиральной траектории в конкретный момент времени образует окружность, диаметр которой равен диаметру фрезы, но не соответствует профилю резьбы в поперечном сечении. В результате возникают погрешности, которые необходимо учитывать при проектировании инструмента, параметров траектории его движения для достижения требуемой точности резьбы. Для типоразмеров внутренних резьб, которые можно обработать мерным инструментом [5], были построены 3D-модели резьб согласно стандартам (для метрической – ГОСТ 9150-81, ГОСТ 24705-81, ГОСТ 16093-81, для дюймовой – ГОСТ 6357-81, для круглой – ISO 10208 и DIN 20317) и получены поперечные сечения профилей резьб.

Профили поперечных сечений резьб представляют собой замкнутые контуры, состоящие из частей окружностей диаметра впадин резьбы и проекций остальных частей витка. Расстояние от центра O резьбы до точек контура профиля поперечного сечения равно радиусу Rк (рис. 1), величина которого изменяется в процессе движения формообразующей точки и графическим способом определена с угловым шагом φ = 10°. Всего было получено k = 36 различных значений радиуса контура Rк, что позволяет с достаточной точностью получить приближенную окружность. Мерная фреза при обработке в конкретный момент времени образует окружность постоянного радиуса Rф с центром Оф, который при обработке смещается относительно центра резьбы О на величину Хф (радиус ее спиральной траектории). Максимальным несовпадением приближенной окружности и контура поперечного сечения резьбы является отклонение ∆max.

Рисунок 1 – Схематический профиль резьбы в поперечном сечении детали Так как профили поперечного сечения резьбы и мерной фрезы не совпадают, то для обработки резьбы в пределах поля допуска необходимо определить такой радиус Rф мерной фрезы и радиус Хф ее спиральной траектории, при которых сумма квадратов несовпадений их профилей в m = 36 точках будет минимальной: m

' 2 ∑ ( R к (ϕ i , R ф , X ф ) − R к (ϕ i )) → min,

i =1

(1)

где R'к – радиус от центра резьбы до точек контура поперечного сечения резьбы, учитывающий параметры относительного движения мерной фрезы в системе отверстия резьбы (рис. 2); Rк – радиус от центра резьбы до точек контура поперечного сечения резьбы; φi – угловой шаг формообразующей точки резьбы при i ∈ [1, m]. Для определения радиуса мерной фрезы Rф и погрешностей обработки введем полярную систему координат (рис. 2). Диаметр мерной фрезы описывается уравнением окружности, параметры которой учитывают относительное движение фрезы в системе координат резьбы:

Journal of Engineering Sciences, Vol. 3, Issue 2 (2016), pp. A 20–A 24.

A 21

A


( Rк' ) 2 = x 2 + y 2 ;

(2)

x 2 = ( Rф ) 2 cos 2 ϕ ; y 2 = ( Rк' ) 2 − ( Rф cosϕ − X ф ) 2 ;

(3)

где Xф – радиус спиральной траектории мерной фрезы, мм; φ – угловая координата в полярной системе координат, рад; x, y – координаты в Декартовой системе; R'к – радиус от центра резьбы до точек контура поперечного сечения резьбы, учитывающий параметры относительного движения мерной фрезы в системе отверстия резьбы.

Таблица 1 – Метрическая резьба Номер p, мм D, мм Xф, мм опыта 1 6 64 1,66 2 6 14 1,76 3 2 64 0,61 4 2 14 0,59 5 4 39 1,17 Таблица 2 – Дюймовая резьба Номер p, мм D, мм опыта 2,309 133,03 1 2 2,309 13,16 3 1,337 133,03 1,337 13,16 4 5 1,814 73,09

Xф', мм 1,71 1,71 0,61 0,61 1,16

Xф, мм

Xф', мм

0,76 0,76 0,44 0,44 0,60

0,76 0,76 0,44 0,44 0,60

Определим конструктивные параметры мерной фрезы и параметры настройки оборудования для обработки различных типов резьб. Для этого найдем функциональные зависимости радиуса мерной фрезы Rф и радиуса спиральной траектории движения фрезы Хф от таких факторов, как шаг p и номинальный диаметр D резьбы:

Rф = f ( D , p );

(5)

X ф = f ( D, p ).

(6)

Для определения степени влияния факторов предложено использовать линейную регрессионную математическую модель вида Рисунок 2 – Схематический профиль резьбы в полярной системе координат Решая уравнение (3) относительно радиуса R'к, получим

R = Х ф cos ϕ + ' к

A

X cos ϕ − X + R ; 2 ф

2

2 ф

2 ф

(4)

Полученные графическим способом данные радиусов контура поперечного сечения резьбы Rк, значения угла φ и расчетная зависимость R'к (4) сводятся в таблицу. Методом наименьших квадратов (1) определяются значения радиуса мерной фрезы Rф и радиуса ее спиральной траектории Xф, при которых несовпадение профилей поперечного сечения резьбы и фрезы позволят получать резьбу, параметры которой находятся в пределах допуска. При аналитическом исследовании взаимосвязи между параметрами резьбы (номинальный диаметр резьбы D и шаг p), которые влияют на диаметр фрезы, и погрешности обработки профиля резьбы производим ряд опытов (N = 5). Условия проведения эксперимента и результаты представлены в таблицах 1–2. Значения величины радиуса траектории движения фрезы Xф являются результатом проведения измерений при заданных значениях факторов D и p. В таблицах также приведены значения радиуса траектории Xф', полученные графическим способом.

A 22

Rф ( D, p) = a0 + a1D + a2 p ,

(7)

X ф ( D, p) = b0 + b1D + b2 p ,

(8)

где a0, a1, a2, b0, b1, b2 – искомые коэффициенты регрессии. В результате поиска частных значений коэффициентов регрессии методом наименьших квадратов уравнения (7), (8) принимают вид (9)–(14). Так как для проектирования и изготовления осевого инструмента принято использовать диаметральные выражения, то преобразуем функциональные зависимости для различных типов резьб к виду: 1) для метрической резьбы

Dф = D1 + 0,548 p + 0,0489 2)

для дюймовой резьбы

Dф = D1 + 0,657 p 3)

(9)

(10)

для круглой резьбы

Dф = D1 + Н

(11)

где Dф – номинальный диаметр мерной фрезы, мм; D1 – внутренний диаметр резьбы, мм; р – шаг резьбы, мм; H – высота профиля резьбы, мм.

Технологія машинобудування, верстати та інструменти


Радиус спиральной траектории фрезы Хф: 1) для метрической резьбы

X ф = 0,277 p + 0,0489 ; 2)

(12)

для дюймовой резьбы

X ф = 0,328 p ; 3)

3. ВЫВОДЫ

(13)

для круглой резьбы

Xф =

H . 2

(14)

Данные зависимости связывают шаг и форму профиля различных типов резьб. Форма профиля резьбы учитывалась при графическом способе построения максимально приближенной окружности к реальному контуру. Для круглой резьбы величина шага не оказывает влияния на погрешность диаметра приближенной окружности, что было доказано в предыдущих исследованиях [5].

1. Для типоразмеров внутренних резьб установлены математические зависимости линейного типа, которые позволяют определить диаметры мерных фрез и радиусы спиральных траекторий их движения. Полученные уравнения учитывают шаг и форму профиля для метрической, дюймовой и круглой резьб с соответствующими коэффициентами регрессии. 2. Установлено, что для круглой резьбы шаг не оказывает влияния на погрешность поперечного сечения, что следует из полученной математической зависимости. 3. Для метрической и дюймовой резьб установлена прямо пропорциональная зависимость погрешности поперечного сечения от шага резьбы. Дальнейшие исследования направлены на повышения производительности обработки путем оптимизации режимов резания и составления рекомендаций при обеспечении требуемых параметров качества различных типов резьб.

СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННЫХ ИСТОЧНИКОВ 1. Данилов В. А. Проектирование кинематики металлорежущих станков : пособие по курсу «Конструирование и расчет станков» / В. А. Данилов. – Новополоцк : ПГУ, 2008. – 228 с. 2. Мальков О. В. Исследование точности резьбы при резьбофрезеровании сверло-резьбофрезой [Електронний ресурс] / О. В. Мальков // ФГБОУ ВПО «МГТУ им. Н. Э. Баумана». – 2007. – Режим доступа: http://technomag.edu.ru/ index.html. 3. Беломытцев А. Н. Моделирование резьбофрезерования / А. Н. Беломытцев, В. А. Хоменко // 6-я Всероссийская научно-техническая конференция студентов, аспирантов и молодых ученых «Наука и молодежь». – Барнаул : Издательство АлтГТУ, 2009. – С. 50.

4. Косарев Д. В. Повышение точности формообразования внутренних резьб фрезами с твердосплавными пластинами при планетарном движении инструмента : автореф. дис. на соискание уч. степени канд. техн. наук : спец. 05.02.07 – технология и оборудование механической и физикотехнической обработки / Д. В. Косарев. – Москва, 2010. – 23 с. 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.

Special aspects of machining of internal threads by measure tool A. A. Neshta1), D. V. Krivoruchko 2) 1), 2) Sumy

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

Based on an analysis of recent studies of various machining methods the disadvantages of existing methods of internal threads machining have been identified. The proposed method of machining round threads by up to measure tool demonstrated superior performance in comparison with known machining methods. Further study of possible use of up to measure tool in machining other types of threads is an urgent task, the realization of which is necessary to determine of parameters of tool diameter and its motion trajectory. The real cross-section profiles of the thread were determined by graphical method. Analytical method derived mathematical expressions that bind the pitch and thread shape with the tool dimensions and machining equipment settings. The nominal diameters of up to measure tool radius and spiral trajectory of its motion for the metric, inch and a round thread was defined. The coefficients of regression, which characterize the degree of influence of the internal diameter and the thread pitch on up to measure tool diameter. Keywords: rounding method and touch, thread profile, machining, thread milling, precision, cutting insert.

A

Journal of Engineering Sciences, Vol. 3, Issue 2 (2016), pp. A 20–A 24.

A 23


Особливості оброблення різних типів внутрішніх різей мірним інструментом А. О. Нешта1), Д. В. Криворучко2) 1), 2) Сумський

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

На підставі аналізу останніх досліджень були виявлені недоліки існуючих методів формоутворення внутрішніх різей, що реалізуються різними способами оброблення. Спосіб оброблення круглої різі мірним інструментом показав високу продуктивність порівняно з відомими способами. Подальші дослідження його можливого застосування при обробленні інших типів різей є актуальним завданням, для реалізації якого необхідно визначити діаметр інструмента і параметри траєкторії його руху. Графічним способом визначені реальні профілі поперечних перерізів. Аналітичним способом одержані математичні залежності, які пов'язують крок і форму профілю різі з розмірами інструменту та параметрами налагодження обладнання. Визначено номінальні діаметри мірного інструменту та радіуси спіральної траєкторії його руху для метричної, дюймової та круглої різей. Одержано коефіцієнти регресії, що характеризують ступінь впливу внутрішнього діаметра і кроку різі на діаметр мірної фрези. Ключові слова: метод огинання і дотику, профіль різі, механічне оброблення, різефрезерування, точність, різальна пластина.

REFERENCES 1. Danilov, V. A. (2008) Proektirovanie kinematiki metallorezhuschih stankov [Design of the kinematics of machines] Manual for the course “Design and calculation machines”. Novopolotsk [in Russian]. 2. Malkov, O. V. (2007) Issledovanie tochnosti rezbyi pri rezbofrezerovanii sverlo-rezbofrezoy [The investigation of precision thread during thread-drill thread milling cutter] FGBOU VPO “MGTU im. N. E. Baumana” [in Russian]. http://technomag.edu.ru/index.html. 3. Belomytcev, A. N., Homenko, V. A. (2009) Modelirovanie rez’bofrezerovaniya [Thread milling modeling] Nauka i molodezh. – Science and youth, P. 50 [in Russian].

4. Kosarev, D. V. (2010) Povyshenie tochnosti formoobrazovaniya vnutrennih rez’b frezami s tverdosplavnymi plastinami pri planetarnom dvizhenii instrumenta [Improving the accuracy of forming the internal thread milling cutters with carbide tools with planetary motion] Candidate’s thesis. Moscow [in Russian]. 5. Neshta, A. A., Krivoruchko, D. V. (2015) Oblast’ primeneniya metoda obrabotki vnutrennej rez'by mernym instrumentom [Application area of the method of processing the internal thread dimensional tool] Visnyk NTU KhPI, Vol. 4, 145–149 [in Russian].

A

A 24

Технологія машинобудування, верстати та інструменти


ЖУРНАЛ ІНЖЕНЕРНИХ НАУК JOURNAL OF ENGINEERING SCIENCES ЖУРНАЛ ИНЖЕНЕРНЫХ НАУК Web site: http://jes.sumdu.edu.ua/ Том 3, № 2 (2016) УДК 661.25

Массоперенос при концентрировании серной кислоты испарением в поток воздуха В. К. Лукашев1), С. Н. Романько2), С. В. Тимофеев3) 1), 2), 3) Шосткинский

институт Сумского государственного университета, ул. Гагарина, 1, 41100, г. Шостка, Украина Article info: Paper received: The final version of the paper received: Paper accepted online:

23 September 2016 15 November 2016 06 December 2016

Correspondent Author’s Address: kaf.htvms@mail.ru

1)

Представлены результаты исследования массопереноса при периодическом концентрировании серной кислоты испарением в поток газа, нейтрального по отношению к компонентам кислоты. На основании предложенных упрощенных физических представлений разработана математическая модель массопереноса. Эта модель позволила построить алгоритм вычисления коэффициента массоотдачи от жидкой фазы в газовый поток по экспериментальным данным изменения количества кислоты и концентрации в ней воды, полученным в лабораторных условиях. Результаты исследования представлены в виде зависимостей диффузионного критерия Нуссельта от времени при разных режимах процесса испарения. При этом было установлено, что характер влияния температуры кислоты и ее начальной концентрации на диффузионный критерий Нуссельта зависит от диапазона изменения массовой доли воды в кислоте. Показано, что указанные зависимости хорошо аппроксимируются показательной функцией от безразмерных параметров процесса, что позволяет ее использовать для расчета коэффициента массоотдачи в газовую фазу в периодическом процессе концентрирования в диапазоне исследованных его режимов. Ключевые слова: серная кислота, концентрирование, испарение, инертный газ, коэффициент массоотдачи, моногидрат H2SO4.

1. ВВЕДЕНИЕ Широкое применение серной кислоты в промышленности приводит к образованию большого количества отработанной кислоты, как правило, разбавленной, которую необходимо концентрировать. Известны разные способы концентрирования серной кислоты, все они в основном заключаются в удалении части воды при нагревании [1]. Наибольшее распространение получили способы, основанные на испарении в высокотемпературный поток газов (воздуха, топочных газов) нейтральных (инертных) по отношению к компонентам кислоты. К ним относятся барботажный, капельный и вихревой способы, для которых характерно нагревание кислоты за счет непосредственного контакта горячего газа с концентрируемой кислотой [2]. Перспективным, особенно для малотоннажных производств, является способ, в котором кислота нагревается через стенку аппарата, а испарение происходит в поток нейтрального газа (воздуха) [3]. Такой способ позволяет проводить концентрирование при температуре, ниже температуры кипения кислоты, и соответственно использовать низкотемпературные теплоносители для ее нагревания. Одним из основных явлений, определяющих процесс концентрирования серной кислоты, в последнем способе является массоперенос от жидкой фазы ки-

слоты, которую можно рассматривать как смесь воды и моногидрата H2SO4, в движущуюся газовую (парогазовую) фазу. Его особенность связана со свойствами самой серной кислоты и наличием потока нейтрального газа. Из свойств серной кислоты здесь важное значение имеет зависимость между составом жидкой кислоты и содержанием ее компонентов в парах. Так, по данным работы [2], если в парах 80 % кислоты содержатся только следы моногидрата H2SO4, то в парах 90 % кислоты его содержание составляет 10 %, а в 98,3 % (азеотропная точка) состав жидкой кислоты и ее паров одинаков. Исходя из этих данных, процесс концентрирования серной кислоты можно считать состоящим из двух стадий: выпаривания до массовой доли воды в кислоте, примерно равной 0,2 (принимая моногидрат H2SO4 нелетучим), и отгонки воды (оба компонента летучи) из смеси при превышении этого значения массовой доли. На массоперенос в данном случае влияет также само наличие нейтрального газа. Известно, что введение в систему «жидкость – пар» нейтрального газа, в соответствии с законом Дальтона приводит к эффекту, который аналогичен снижению давления, что позволяет проводить концентрирование при температуре, ниже температуры кипения кислоты [4–5]. С другой стороны, при наличии вынужденного потока нейтрального газа происходит захват им оторвав-

Journal of Engineering Sciences, Vol. 3, Issue 2 (2016), pp. B 1–B 7.

B1

B


шихся от поверхности испарения молекул компонентов кислоты, которые в большей части не возвращаются обратно. В результате этого система «жидкость – газ» не достигает равновесия. Интенсивность массопереноса при концентрировании серной кислоты в рассматриваемом случае характеризуется экспериментально определяемым коэффициентом массоотдачи от жидкой фазы в газовый поток. Целью данного исследования является установление зависимости этого коэффициента от состава кислоты и режимных параметров процесса концентрирования. В виду сложности учета вышеуказанных особенностей исследуемого массопереноса коэффициент массоотдачи в данной работе выражали на основе упрощенной математической модели без учета наличия пограничного слоя на поверхности испарения. Схема элемента такой системы концентрирования приведена на рисунке 1.

2. ОСНОВНАЯ ЧАСТЬ 2.1. Математическая модель процесса При построении математической модели массопереноса в данном случае исходили из вышеприведенных физических представлений о процессе концентрирования серной кислоты и следующих допущений: – сопротивлением массопереносу со стороны жидкой фазы пренебрегаем, что возможно при достаточно интенсивном ее перемешивании; – образовавшиеся пары кислоты мгновенно смешиваются с нейтральным газом. Математическое описание массопереноса выражали следующими уравнениями: – уравнением материального баланса в целом по кислоте:

dL  dM ,

(1)

где L – масса жидкой кислоты, кг; M – масса образовавшихся паров компонентов кислоты, кг; – уравнением материального баланса по воде:

d (Lx)  yB dM ,

(2)

где x – массовая доля воды в жидкой кислоте; yВ – массовая доля воды в парах кислоты; – уравнением массоотдачи воды в газовую фазу:

 PÂÍ  РFd  y  dM ,

(3)

где  – коэффициент массоотдачи по воде, кг/м2∙с∙Па; PВН – давление насыщенного водяного пара при температуре процесса (парогазовой смеси), Па; PВ – парциальное давление водяного пара в газовой фазе, Па; F – площадь поверхности испарения, м2; τ – время, с; – уравнением материального баланса по воде для потока нейтрального газа: Рисунок 1 – Схема элемента системы концентрирования кислоты: 1 – днище аппарата; 2 – крышка; 3 – жидкая кислота; 4 – свободное пространство

B

Согласно этой схеме кислота, находящаяся в емкостном аппарате в количестве L, нагревается через днище 1 до заданной температуры tk, которая затем поддерживается постоянной за счет регулирования количества подводимой теплоты. В результате кислота испаряется (П-поток паров компонентов кислоты) в свободное пространство, ограниченное крышкой 2. В это пространство вводится поток нейтрального газа Gг (кг/с), смешивающегося с парами кислоты и выходящего из аппарата в атмосферу. За ключевой компонент, в данном случае, принимали воду, поэтому поток нейтрального газа характеризовали влагосодержанием (содержанием водяного пара) dгo и температурой tгo на входе в аппарат, а также влагосодержанием dг и температурой tг на выходе из аппарата. Нейтральный газ может вводиться внутрь кислоты (режим барботажа).

B2

y  dM  G à d à  d ÃÎ  d ,

(4)

где G Г – массовый поток абсолютно сухого нейтрального газа, кг/с; d Г – влагосодержание нейтрального газа, кг воды/кг с. газа; d ГО – влагосодержание вводимого в систему нейтрального газа (начальное влагосодержание), кг воды/кг с. газа; – уравнением относительного содержания компонентов кислоты в газовой фазе:

yjM GГ

 j Pj ,  Г РГ

(5)

где yj – массовая доля компонента кислоты в газовой фазе; μj – масса одного киломоля компонента кислоты, кг/кмоль; Pj – парциальное давление компонента кислоты в газовой фазе, Па; μГ – масса одного киломоля нейтрального газа, кг/кмоль; РГ – парциальное давление нейтрального газа в газовой фазе, Па; j – индекс компонента: j = «в» – для воды; j = «н» – для моногидрата H2SO4.

Дослідження робочих процесів у машинах та апаратах


2.2. Методика эксперимента Экспериментальное исследование процесса концентрирования серной кислоты испарением в поток нейтрального газа проводили в лабораторных условиях на установке, отличающейся от установки простой перегонки [6] тем, что использовали многогорловую колбу, в одно из горл которой помещали трубку, с помощью которой от микрокомпрессора через реометр и нагреватель внутрь колбы подавался воздух. Установка была снабжена термометрами для измерения температуры концентрируемой кислоты, подаваемого в колбу воздуха и отходящей из нее паровоздушной смеси. При проведении опытов в колбу заливали 300 см3 серной кислоты определенной концентрации и нагревали ее с помощью колбонагревателя до заданной температуры, которую затем поддерживали постоянной. Интенсивность нагревания кислоты (время выхода на заданную температуру) во всех опытах поддерживали примерно одинаковой. Характерные температурные режимы процесса концентрирования приведены на рисунке 2. Кроме указанных параметров, измеряли также влажность забираемого из внешней среды воздуха, его расход, температуру на входе в систему (перед нагревателем), избыточное давление внутри колбы, время концентрирования. По окончании каждого опыта кислоту охлаждали до 20 °С, определяли ее объем и измеряли с помощью стандартных ареометров плотность с последующим определением табличного значения концентрации, пересчитывая ее затем на массовую долю воды χ, содержащейся в кислоте. Результаты определения массовой доли воды в кислоте представляли в виде ее зависимости от времени χ = f (τ). Для определенности поверхности испарения опыты проводили не при барботаже воздуха через кислоту, а в условиях, когда он проходил над свободной поверхностью кислоты. При этом для принятого начального объёма кислоты изменение ее уровня в процессе концентрирования происходило в средней части колбы, что позволяло считать свободную поверхность постоянной (отличие среднего значения площади этой поверхности от ее значений для верхнего и нижнего уровней кислоты не превышало 2 %).

На основании полученных данных устанавливали изменение во времени массы кислоты, массовой доли в ней воды и температуры парогазовой смеси на выходе из колбы. Для вычисления значений коэффициента массоотдачи на каждом промежутке времени Δτi = τi-1 – τ изменения этих параметров (i = 1, 2, 3, …n – номер замера параметров) использовали алгоритм, согласно которому рассчитывали: – массу образовавшихся паров компонентов кислоты, кг, на основании уравнения (1): M i  Li 1  Li ;

(2):

– массу испаренной воды, кг, согласно уравнению

mi  Li 1 xi 1  Li xi ; – массовую долю воды в парах кислоты: y Вi 

mi , Mi

– массовый поток пара воды: GВi 

mi , м/с;  i

– влагосодержание газовой фазы,

d Гi 

êã âîäû , êã ñóõîãî ïàðà

G Вi , GГ

где GГ – массовый поток сухого воздуха, определяемый по показаниям реометра и параметрам внешней среды, кг сухого воздуха/с; – парциальное давление паров воды в парогазовой смеси, Па, используя уравнение (5), записанное для каждого компонента кислоты:

B

Рисунок 2 – Характерные температурные режимы концентрирования кислоты: температурные кривые нагрева кислоты (1 – 100 °С; 2 – 142 °С; 3 – 200 °С); кривые изменения температуры газовой фазы (1’, 2’, 3’ – соответствуют температурным кривым нагрева кислоты)

Journal of Engineering Sciences, Vol. 3, Issue 2 (2016), pp. B 1–B 7.

B3


PВi 

dГ Г Р ,  В  ad Г  Г

где a  1  В 1  yВi  Н yВi ; P = B + Ризб; B – атмосферное давление, Па; Pизб – избыточное давление в колбе, Па; кг – коэффициент массоотдачи, , по м 2  с  Па формуле, полученной из уравнений (3) и (4):

i 

G Г d Гi  d ГО  , РВН  РВi F

где dГО – влагосодержание забираемого из внешней среды воздуха, кг воды/кг сухого воздуха; F – площадь поверхности испарения, м2. В результате таких вычислений устанавливали зависимость β = f (τ) для конкретных режимов процесса, которую затем сопоставляли с полученной в этих условиях экспериментальной зависимостью χ = f (τ) при одинаковых значениях времени и определяли зависимость β = f (χ). За начальное время концентрирования в опытах принимали τO = 1 час. Это связано с тем, что начальный период данного процесса характеризуется нестабильностью температуры газовой фазы (рис. 2). После начального периода, который во всех опытах не превышал один час, изменение температуры газовой фазы стабилизируется, приближаясь к линейной зависимости. При обработке экспериментальных данных использовали традиционные методы теории подобия, в связи с чем переходили от коэффициента массоотдачи β к диффузионному критерию Нуссельта: Nu Д 

  D

,

где δ – внутренний диаметр колбы в ее средней части, м; D – коэффициент молекулярной диффузии пара воды в воздухе, м2/с;    RT  В – коэффициент массоотдачи по воде, м/с; R – газовая постоянная, Дж/(кмоль∙град.); T – температура газовой фазы, K; μВ – масса одного киломоля испаряемого компонента, кг/кмоль.

B

2.3. Результаты исследования Полученные экспериментальные данные представляли в виде зависимостей NuД = f (χ). На рисунке 3 приведены такие графики в полулогарифмических координатах при разных режимных параметрах процесса концентрирования кислоты. Анализ этих зависимостей показывает, что с убыванием массовой доли воды в кислоте (повышением концентрации) критерий NuД уменьшается. В то же время зависимость критерия NuД от режимных параметров процесса имеет более сложный характер. С увеличением скорости воздуха над поверхностью кислоты критерий NuД увеличивается (рис. 3 а), а влияние температуры воздуха находится в пределах погрешности опытов (рис.3 б). Характер влияния температуры кислоты и ее начальной концентрации на критерий NuД зависит от диапазона изменения массовой доли воды B4

в кислоте (рис.3 в, г). В диапазоне χ ≥ 0,2 критерий NuД с увеличением температуры кислоты и начальной концентрации возрастает. В диапазоне χ < 0,2 с увеличением температуры кислоты – уменьшается, начальной концентрации – увеличивается. Линейный характер зависимостей NuД = f (χ) в полулогарифмических координатах свидетельствует, что они описываются показательной функцией вида:

Nu Д  Nu ДО e kx ,

(6)

где Nu ДО , k – экспериментальные коэффициенты. Из уравнения (6) следует, что при χ = 0 (k ≠ 0)

Nu Д  Nu ДО , то есть по своей физической сущности коэффициент Nu ДО выражает массоотдачу в газовую фазу при испарении моногидрата H2SO4 (100 % кислоты). Коэффициент k, представляющий собой тангенс угла наклона прямой ln Nu Д  ln Nu ДО kx , характеризует интенсивность изменения NuД (коэффициента массоотдачи). На основании экспериментальных данных было установлено, что коэффициенты Nu ДО и k, входящие в уравнение (6), определяются режимными параметрами процесса концентрирования:  – скоростью воздуха, определяемой как отношение его расхода, измеренного с помощью реометра, к площади свободной поверхности кислоты (поверхности испарения), м/с; tГО – температурой воздуха, подаваемого в колбу, °С; tk – температурой жидкой кислоты, °С;  О – массовой долей воды в исходной кислоте. С целью возможности обобщения результатов исследования при определении коэффициентов Nu ДО и k переходили от указанных величин к безразмерным параметрам (  О – по своей сущности безразмерная величина, кг воды/кг смеси): Re    – критерию Рейнольдса, характеризующего гидродинамический режим в свободном пространстве над кислотой; t ГО tО С – относительной температуре поступающего в колбу воздуха; tk tО С – относительной температуры жидкой кислоты, где ν – кинематический коэффициент вязкости воздуха, м2/с; t О С – температура поступающего в систему воздуха (окружающей среды), °С. Выбор в качестве характерной температуры tÎÑ , по которой определяли величины, входящие в критерий Re и температурные симплексы t ГО tО С и tk tО С , связан с необходимостью обеспечения независимости безразмерных параметров между собой. На рисунке 4 представлены графики экспериментальных зависимостей коэффициентов Nu ДО и k от безразмерных параметров процесса концентрирования серной кислоты. Эти данные показывают, что коэффициент Nu ДО с увеличением критерия Re возрастает практически линейно. Коэффициент k с увеличением Re сначала уменьшается, а при достижении Re ≈ 20 остается практически постоянным на всем исследованном диапазоне изменения Re (рис. 4 а).

Дослідження робочих процесів у машинах та апаратах


а

б

в г Рисунок 3 – Зависимость lnNuд = f (x) при разных режимных параметрах процесса концентрирования кислоты: а – скорости воздуха (tk = 142 °C; tго = 20 °C; xо = 0,4): 1 – ν = 1,06·103 м/с; 2 – 2,0·103 м/с; 3 – 3,93·103 м/с; 4 – 8,06·103 м/с; 5 – 10,6·103 м/с; б – температуры входящего воздуха (ν = 3,93·103 м/с; tk – 142 °С; xо = 0,4): 1 – tго = 20 °С; 2 – 100 °С; 3 – 142 °С; 4 – 200 °С; в – температуры кислоты (ν = 3,93·103 м/с; tго = 20 °С; xо = 0,4): 1 – tk = 100 °C; 2 − 120 °C; 3 – 142 °C; 4 – 170 °C; 5 – 180 °C; 6 – 200 °C; г – начальной массовой доли воды в кислоте (ν = 3,93·10-3 м/с; tго = 20 °С; tk = 142 °C): 1 – xо = 0,4; 2 – 0,35; 3 – 0,30; 4 – 0,25; 5 – 0,2

С уменьшением массовой доли воды в исходной кислоте коэффициент Nu ДО уменьшается, а коэффи-

полностью определяет процесс концентрирования. Влияние симплекса t ГО tО С на коэффициенты Nu ДО

циент k увеличивается почти линейно (рис. 4 б). С увеличением tk tО С коэффициент Nu ДО сначала воз-

и k в исследованном диапазоне его изменения находится в пределах погрешности опытов, что позволяет в расчетах не учитывать температуру воздуха, подаваемого в свободное пространство над кислотой. Полученные экспериментальные данные по Nu ДО коэффициентам и k позволяют в

растает, при tk tО С  10 проходит через максимум, затем уменьшается. Коэффициент k наоборот сначала уменьшается, примерно при этом значении tk tО С достигает минимума, затем увеличивается (рис. 4 в). Наличие экстремумов в обоих зависимостях можно объяснить тем, что в данных условиях при tk tО С  10 массовая доля воды в кислоте достигает значения, при котором на процесс концентрирования начинает влиять испарение моногидрата H2SO4 (происходит переход от простого выпаривания к перегонке). При дальнейшем увеличении tk tО С последнее явление

исследованных пределах изменения безразмерных параметров: 6,93 ≤ Re ≤ 69,3; 5,8 ≤ tk tО С ≤ 11,76; 1,18 ≤ t ГО tО С ≤ 11,76; 0,2 ≤  О ≤0,4 с помощью уравнения (6) рассчитывать изменение критерия NuД (коэффициента массоотдачи в газовую фазу) в периодическом процессе концентрирования серной кислоты в условиях испарения в поток воздуха.

Journal of Engineering Sciences, Vol. 3, Issue 2 (2016), pp. B 1–B 7.

B5

B


а

б

в г Рисунок 4 – Зависимости коэффициентов NuДО и k от безразмерных параметров процесса концентрирования кислоты: а – критерия Re (tго/tос = 1,18; tk/tос = 8,35; xo = 0,4): 1 – Nu ДО = f (Re); 2 – k = f (Re); б – начальной массовой доли воды в кислоте (Re = 25,7; tго/tос = 1,18; tk/tос = 8,35): 1 – Nu ДО = f (  О ); 2 – k = f (  О ) , в – симплекса и t k tО С (Re = 25,7;

t ГО tО С = 1,18; xo = 0,4): 1 – Nu ДО = f ( tk tО С ); 2 – k = f ( tk tО С ), г – симплекса (Re = 25,7; tk tО С = 1,18; x0 = 0,4):

Nu ДО = f ( t ГО tО С ); 2 – k = f ( t ГО tО С ) 3. ВЫВОДЫ 1. Предложена модель массопереноса в газовую фазу при концентрировании серной кислоты в условиях испарения в поток нейтрального газа (воздуха). 2. На основании результатов экспериментального исследования такого процесса установлено различие закономерностей испарения серной кислоты в зависимости от ее состава. При массовой доле воды в кислоте χ > 0,2 происходит ее простое выпаривание,

при χ < 0,2 процесс испарения определяется наличием в газовой фазе моногидрата H2SO4 (стадия перегонки). 3. Получено эмпирическое уравнение, позволяющее в исследованных диапазонах изменения режимных параметров рассчитывать изменение коэффициента массоотдачи в газовую фазу в периодическом процессе концентрирования серной кислоты.

Mass transfer during sulfuric acid concentration by evaporation into the air flow Lukashov, V. K.1), Romanko, S. N.2), Timofeev, S. V.3) 1), 2), 3) Shostka

Institute of Sumy State University, 1, Haharina Str., 41100, Shostka, Ukraine

This article shows the results of the study of mass transfer under periodic concentration of sulfuric acid by evaporation inthe gas flow, neutral with respect to the components of acid.Used mathematical model for mass transferbases on the proposed simplified physical representations.This model has allowed to construct an algorithm for calculation the coefficient of mass transfer from the liquid phase into the gas flow. The algorithm uses the experimental data of change the amount of acid and concentration of the water taken from the laboratory tests. Time-based Nusselt diffusion criterion represent the results of the study at different modes of the evaporation process.It has been found that the character of the influence of temperature and initial acid concentration on Nusselt diffusion criterion depends on the variation range of the mass fraction of water in the acid.It is shown that these dependences are well approximated by an exponential function from the dimensionless parameters of the process. This allows usingthem for calculation the mass transfer coefficient into the gas phase in a batch process of concentrating in the range of investigated modes.

B

Keywords: sulfuric acid, concentrating, evaporation, inert gas, the mass transfer coefficient, monohydrate of sulfuric acid.

B6

Дослідження робочих процесів у машинах та апаратах


Масоперенесення при концентруванні сірчаної кислоти випаровуванням у потік повітря В. К. Лукашов1), С. М. Романько2), С. В. Тимофєєв3) 1), 2), 3) Шосткинський

інститут Сумського державного університету, вул. Гагаріна, 1, 41100, м. Шостка, Україна Подано результати дослідження масоперенесення при періодичному концентруванні сірчаної кислоти випаровуванням у потік газу, нейтрального щодо компонентів кислоти. На підставі запропонованих спрощених фізичних уявлень розроблена математична модель масоперенесення. Ця модель дозволила побудувати алгоритм обчислення коефіцієнта масовіддачі від рідкої фази в газовий потік на основі експериментальних даних зміни кількості кислоти й концентрації в ній води, що були отримані в лабораторних умовах. Результати дослідження наведені у вигляді залежностей дифузійного критерію Нуссельта від часу за різних режимів процесу випаровування. При цьому було встановлено, що характер впливу температури кислоти та її початкової концентрації на дифузійний критерій Нуссельта залежить від діапазону зміни масової частки води в кислоті. Показано, що зазначені залежності добре апроксимуються показовою функцією від безрозмірних параметрів процесу, що дозволяє її використовувати для розрахунку коефіцієнта масовіддачі в газову фазу в періодичному процесі концентрування в діапазоні досліджених його режимів. Ключові слова: сульфатна кислота, концентрування, випаровування, нейтральний газ, коефіцієнт масовіддачі, моногідрат H2SO4.

СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННЫХ ИСТОЧНИКОВ 1. Лебедев А. Я. Установки для денитрации и концентрирования серной кислоты / А. Я. Лебедев. – Москва : Химия, 1972. – 240 с. 2. Гиндич В. И. Производство нитратов целлюлозы. Регенерация отработанных и рекуперированных нитрационных кислотных смесей / В. И. Гиндич, Л. В. Забелин, Г. Н. Марченко. – Москва :НПО «Информ ТЭИ», 1991. – 216 с. 3. Патент № 97392 Україна, МПК (2015) С01Б17/88 Б01710-00. Спосіб концентрування сірчаної кислоти / В. К. Лукашов, С. М. Романько, С. В. Тимофіїв, А. М. Гудзовський; заявл. 13.10.2014 р. ; опубл. 10.03.2015 р., Бюл. № 5.

4. Серафимов Л. А. Соблюдение первого закона Коновалова в процессе ректификации с инертным газом / Л. А. Серафимов, А. В. Фролкова // Вестник МИТХТ. – 2008. – Т. 3, № 2. – С. 45–52. 5. Крель Э. Руководство по лабораторной ректификации / Э. Крель ; пер. с нем. В. Чернышова, А. Шафрановского. – Москва : Изд-во иностр. лит., 1960. – 631 с. 6. Воскресенский П. И. Техника лабораторных работ / П. И. Воскресенский. – Москва : Химия, 1973. – 717 с.

REFERENCES 1. Lebedev, A. Ya. (1972). Ustanovky dlya denitratsiyi i contsentrirovaniya sernoy kisloty [Equipmen for denitration and the concentrating of sulfuric acid]. Moscow: Chemistry [in Russian]. 2. Gindich, V. I., Zabelin, L.V., Marchenko, G. N. (1991). Proizvodstvo nitratov tselulozy. Regeneratsiya otrabotannyh kyslotnyh i rekuperirovannyh nitratsionnyh kislotnyh smesey [Production of cellulose nitrates. Regeneration of spent and recuperated acid mixture after nitration]. Moscow: NPO “Inform TEI” [in Russian]. 3. Lukashev, V. K., Romanko, S. N., Timofeev, S. V, Gudzovskiy, A. N. (2015). Sposib contsentruvannya sirchanoyi kisloty [A method for concentrating sulfuric acid]. Patent

No. 97392 Ukraine, IPC С01В17/88. 4. Serafimov, L. A., Frolkova A. V. (2008). Sobludenie pervogo zakona Konovalova v protsese rektifikatsii s inertnym gazom [Compliance with the first law Konovalov during distillation with an inert gas]. Vestnik MITHT : Review MITHT, Vol. 3, Issue 2, 45–52 [in Russian]. 5. Krell E. (1960). Rukovodstvo po laboratornoi rektifikatsii [Handbook of laboratory distillation]. (V. Ruchinskiy, O. Soloveiva, Trans). Moscow, Izdatielstvo inostrannoi litieratury [in Russian]. 6. Voskresenskiy, P. I. (1973). Tekhnika laboratornyh rabot [Technique of laboratory work]. Moscow: Chemistry [in Russian].

B

Journal of Engineering Sciences, Vol. 3, Issue 2 (2016), pp. B 1–B 7.

B7


ЖУРНАЛ ІНЖЕНЕРНИХ НАУК JOURNAL OF ENGINEERING SCIENCES ЖУРНАЛ ИНЖЕНЕРНЫХ НАУК Web site: http://jes.sumdu.edu.ua/ Том 3, № 2 (2016) УДК 621.224

Математическое моделирование течения жидкости и анализ структуры потока в проточной части низконапорной осевой гидротурбины А. В. Русанов1), О. Н. Хорев2), С. А. Рябова3), Д. Ю. Косьянов4), П. Н. Сухоребрый5), Н. М. Курская6) 1), 2), 4), 5), 6) Институт

проблем машиностроения им. А. Н. Подгорного, ул. Пожарского, 2/10, 61046, г. Харьков, Украина; 3) ПАО «Турбоатом», просп. Московский, 199, 61037, Харьков, Украина Article info: Paper received: The final version of the paper received: Paper accepted online:

Correspondent Author's Address: 10 November 2016 05 December 2016 11 December 2016

1) 2) 3) 4) 5) 6)

rusanov@ipmach.kharkov.ua khorev@ipmach.kharkov.ua office@turboatom.com.ua kosyanov@ipmach.kharkov.ua sukhor@ipmach.kharkov.ua kursk@ipmach.kharkov.ua

Представлены результаты расчетного исследования пространственного течения вязкой несжимаемой жидкости в проточной части осевой поворотно-лопастной гидротурбины ПЛ20 Кременчугской ГЭС при оптимальном угле установки лопасти рабочего колеса φ л = 15° и при максимальном угле φл = 35°. Моделирование течения выполнено на основе численного интегрирования уравнений Рейнольдса с дополнительным членом, содержащим искусственную сжимаемость. Для учета турбулентных эффектов применена двухпараметрическая модель турбулентности Ментера (SST). Численное интегрирование уравнений проводится с помощью неявной квазимонотонной схемы Годунова второго порядка точности по пространству и времени. Расчеты проведены с помощью программного комплекса IPMFlow. Приведен анализ структуры течения жидкости в элементах проточной части, получены значения гидравлических потерь и локального кавитационного коэффициента. Проведено сравнение расчетных и экспериментальных результатов. Ключевые слова: численное моделирование, вязкое течение, проточная часть, осевая гидротурбина, потери энергии.

1. ВВЕДЕНИЕ

B

В Украине в настоящее время проводится модернизация морально и физически устаревшего оборудования гидроэлектростанций Днепровского каскада, в том числе и Кременчугской ГЭС. На станции установлены 12 агрегатов, оснащенные осевыми поворотно-лопастными (ПЛ) гидротурбинами с диаметром рабочего колеса (РК) D1 = 8 м. При модернизации меняются основные рабочие органы турбины: РК, лопатки направляющего аппарата (НА) и сохраняются такие элементы проточной части (ПЧ), как спиральная камера (СК), статор, отсасывающая труба (ОТ). Таким образом, в пределах существующих размеров блока и форм подвода и отвода необходимо достичь максимально возможного уровня: номинальной и максимальной мощности, коэффициента полезного действия (КПД), запасов по кавитации и пр. В ПАО «Турбоатом» выполнены комплексные расчетно-теоретические и экспериментальные исследования проточных частей модельных гидротурбин ПЛ20 для модернизации Кременчугской ГЭС [1]. Были разработаны и испытаны на гидродинамическом стенде несколько вариантов моделей ПЧ с раз-

B8

ными НА и РК, выбран вариант с лучшими показателями КПД и кавитационного коэффициента. Для этого варианта, получившего наименование ПЛ20/3271у, кроме энергетических и кавитационных испытаний, выполнены разгонные, пульсационные испытания, измерения моментов на лопатках НА, измерения моментов и осевого гидравлического усилия на лопастях РК. Результаты испытаний подтвердили выполнение требований технического задания. Две гидротурбины ПЛ20/3271у были изготовлены, смонтированы и запущены в эксплуатацию на гидроагрегатах № 2 и 3 Кременчугской ГЭС. В настоящее время запланировано проведение следующего этапа модернизации. В условиях обостряющейся конкуренции с зарубежными машиностроительными компаниями и повышающимися требованиями Заказчика по уровню КПД, кавитационным качествам и др. поставлена цель разработать высокоэффективную проточную часть гидротурбины. Как показывает обзор литературных источников [2–4], наиболее эффективно это возможно выполнить за счет совершенствования рабочего процесса в проточной части посредством гидродинамического совершенствования лопастной системы РК методом пространственного профилирования. На первом этапе исследований стояла задача детально изучить

Дослідження робочих процесів у машинах та апаратах


характеристики потока и гидравлические потери энергии во всех элементах ПЧ. На сегодняшний день основными методами исследования гидродинамических процессов в проточных частях гидромашин являются физический эксперимент с использованием шаровых зондов, лазерной допплеровской анемометрии [5–8] или численный эксперимент [9]. Преимуществами численного метода по сравнению с физическим экспериментом являются существенно меньшие финансовые, трудовые и временные затраты, а также высокая информативность получаемых результатов. В статье поставлена и решена задача детального изучения характеристик пространственного вязкого течения жидкости во всех элементах ПЧ и энергетических показателей гидротурбины ПЛ20/3271у в широком диапазоне режимов работы при помощи разработанного в ИПМаш НАН Украины программного комплекса IPMFlow. 2. ОСНОВНАЯ ЧАСТЬ 2.1 Объект исследования. Методика проведения численного эксперимента Расчетная область исследуемой гидротурбины состоит из подвода (спиральной камеры и решетки статора), лопаток НА, лопастей РК и отсасывающей трубы. Основные геометрические характеристики СК: трапецеидальные меридиональные сечения развитые вниз; угол охвата в плане φсп = 180°; на входе установлены два опорных бычка, разделяющие поток на три равных по площади канала [10]. Статор состоит из 17 колонн (пяти различных видов), включая зуб спирали. Профиль лопатки НА симметричный, типа УII-32-2, высота b0 = 0,4D1, диаметр расположения осей поворота лопаток D0 = 1,1625D1, число лопаток z0 = 32. У рабочего колеса диаметр втулки dвт = 0,37D1, число лопастей z1 = 4. Параметры ОТ: высота h = 1,915D1, длина l = 4,1D1, колено типа 4А. 2.2 Математическая модель Моделирование течения вязкой несжимаемой жидкости в проточной части гидротурбины выполнено на основе численного интегрирования уравнений Рейнольдса с дополнительным членом, учитывающим искусственную сжимаемость. Уравнения Рейнольдса с двухпараметрической моделью турбулентности k–ω, записанные в векторной форме в декартовой системе координат, вращающейся с постоянной угловой скоростью Ω вокруг оси х, имеют вид     Q  Ei  E   Fi  F   Gi  G   H , t x y z

(1)

~ T где Q  P / β, u, v, w, k , ω ; P  p ρ* ; H k  Pk  ε f 6 ;

H  0, g , y  2w, z  2v, H k , H ω  ; 2

T

2

γ  ~ 2 H k  Pk  ε f 6 ; H ω   Pk  βω2 f 4  1  f1  CD  f 7 ; v ωσ ω2  t 

Ei  u, u 2  P, uv, uw, uk , uω ; Fi  v, vu , v 2  P, vw, vk , vω ; T

T

Fv  0,   xy ,   yy ,   yz ,   ky ,   ωy  ; T

Gv  0,   zx ,   zy ,   zz ,   kz ,   ωz  , T

x, y, z, t – декартовы координаты и время; Q – вектор консервативных переменных; Ei, Fi, Gi – конвективные векторы потоков (невязкая часть); Ev, Fv, Gv – диффузионные векторы потоков (вязкая часть); p, P, u, v, w – статическое и кинематическое давление, компоненты вектора скорости; k, ω – кинетическая энергия турбулентности, удельная скорость диссипации; ρ* – плотность жидкости. Коэффициент искусственной сжимаемости жидкости β для обеспечения высокой скорости сходимости рекомендуется выбирать из следующих соотношений: β = max{0.3; r(u2+v2+w2)}, r = 1…5,

(2)

или

β  δ1a*2  δ 0 , δ1 = 1…5, 0 < δ0 << 1.

(3)

Для численного решения уравнений выставляются дополнительные условия на границах расчетной области. На входе задается распределение компонент вектора скорости, на выходе – распределение статического давления р, а на стенках – условие прилипания V  0 . Численное интегрирование уравнений проводится с помощью неявной квазимонотонной схемы Годунова второго порядка точности по пространству и времени. Модель реализована в программном комплексе IPMFlow. Подробнее описание математической модели и численного метода представлено в работах [9, 11]. Исследования проводились последовательно для двух расчетных областей. Первая включала в себя спиральную камеру и колонны статора, вторая – по одному каналу НА и РК, а также отсасывающую трубу. Дискретизация исследуемой проточной части выполнена с помощью неструктурированной сетки с шестигранными ячейками. Общее число ячеек 4,480 млн: спиральная камера с колоннами статора − 2,84 млн, один межлопаточный канал в решетке НА – 518 тыс., один межлопастной канал в решетке РК – 622 тыс., отсасывающая труба − 500 тыс. Условия, задаваемые на границах расчетной области: – на входе в спиральную камеру – вектор скорости потока, соответствующий необходимому режимному расходу; – на стенке – условие прилипания (скорость равна нулю); – на выходе из отсасывающей трубы – статическое давление Р = 100 кПа. Численные исследования выполнены для модели с диаметром РК D1=1 м при напоре Н = 1 м. Расчеты проведены для двух углов установки лопасти РК (оптимального φл = 15º и максимального φл = 35º) при десяти значениях открытия НА и соответствующих им значениях приведенного расхода и частоты вращения, определенных по универсальной характеристике ПЛ 20/3271у-В-46, (табл. 1).

Gi  w, wu, wv, w2  P, vw, wk , wω ; T

Ev  0,   xx ,   xy ,   xz ,   kx ,   ωx  ; T

Journal of Engineering Sciences, Vol. 3, Issue 2 (2016), pp. B 8–B 17.

B9

B


2.3. Результаты расчетных исследований течения жидкости в проточной части Расчеты проводились в два этапа. На первом этапе выполнено исследование потока для всех режимных точек в первой расчетной области, включающей спиральную камеру и колонны статора. В результате определялись данные о распределении компонент скорости и угла потока на выходе из расчетной области, которые принимались в качестве граничных условий на входе во вторую область (каналы НА, РК и отсасывающая труба) для второго этапа исследования. При максимальном угле установки лопасти φл = 35º (режимы 6–10) поток в межлопастных каналах НА и РК и в отсасывающей трубе рассчитывался раздельно. В результате проведения численного эксперимента получены и проанализированы следующие данные: – визуализация потока (поля скоростей и давления) в характерных сечениях всех элементов проточной части; – эпюры распределения скоростей и давления вдоль сечений лопаток направляющего аппарата и лопастей рабочего колеса; – распределение осредненных значений компонент скорости и углов потока в характерных сечениях проточной части (за НА, перед и за рабочим колесом); – интегральные энергетические характеристики проточной части, в том числе значения потерь энергии во всех ее элементах. Ниже приведены некоторые результаты численного исследования. В спиральной камере значения абсолютной скорости V и ее составляющих: окружной Vu, радиальной Vr и осевой Vz возрастают при приближении к колоннам статора и уменьшении радиуса и высоты меридиональных сечений камеры (рис. 1 а). Особенностью течения в спирали с меридиональными сечениями, развитыми вниз, является наличие областей

в нижней части сечений, где значения скоростей близки к нулю. Анализ полученных результатов при разных значениях расхода показал, что структура течения в меридиональных сечениях спирали не зависит от режима, а значения абсолютной скорости и ее составляющих пропорциональны расходу. Распределение скорости при обтекании колонн статора в среднем по высоте канала сечении при режиме оптимального КПД (режим 3, расход QI = 1117 л/с) приведено на рис. 1 б. Как видно из рисунка, более благоприятная картина наблюдается при обтекании девяти колонн, расположенных в спиральной части камеры. Здесь меньше ударные потери, а гидродинамический след за колоннами незначительный. В открытой части камеры, где установлены четыре различных типа колонн, обтекание хуже. Значение скорости потока на спинке профиля резко увеличивается, а за колоннами присутствует развитый гидродинамический след, достигающий области лопаток НА. С увеличением расхода и скорости потока размеры гидродинамического следа также растут. Распределение осредненных по высоте канала значений абсолютной скорости, ее составляющих и угла потока, создаваемого спиральной камерой αсп после решетки статора на радиусе R = 0,520 м для QI = 1117,9 л/с, представлено на рис. 2. По всему охвату спирали величина абсолютной скорости практически постоянна, а осевая составляющая близка к нулю. Окружная и радиальная (расходная) составляющие скорости и угол потока в спиральной части камеры изменяются незначительно, а в открытой части камеры окружная компонента Vu уменьшается, радиальная Vr и угол потока возрастают. Осредненный угол потока в спиральной части камеры равен αсп = 38,9°, затем угол возрастает до 76°.

Таблица 1 – Режимные параметры при расчетных исследованиях Режимы Параметры 1 2 3 φл = 15º a0, мм (D1 = 460 мм)* 22,5 25 26 a0, мм (D1 = 1 м) 48,91 54,35 56,52 QI′, л/с 950 1071,4 1117,9 nI′, мин-1 123,2 145,3 152,9 КПД, % 89,2 90,7 90,65 6

B

4

5

27,5 59,78 1185,7 162,9 90,05

30 62,22 1317,8 182,1 88

7 8 9 10 φл = 35º a0, мм (D1 = 460 мм)* 32,5 34 35 36 37,5 a0, мм (D1 = 1 м) 70,65 73,91 76,09 78,26 81,52 QI′, л/с 1980 2131 2240 2364 2560 nI ′, мин-1 120,8 131,9 140,0 149,3 164 КПД, % 83,0 82,7 81,8 80,5 76,8 * открытия НА для модели ПЧ с диаметром РК D1 = 460 мм, приведенные на универсальной характеристике

B 10

Дослідження робочих процесів у машинах та апаратах


а

б Рисунок 1 – Визуализация течения в подводе гидротурбины: а – поля окружной, радиальной и осевой составляющих скорости в меридиональных сечениях спиральной камеры; б – обтекание статорных колонн при QI = 1117,9 л/с (режим 3)

1,4 V , м/с 1,2

80

αсп, град 70

V Vu

1,0

60

Vr

0,8

50

0,6

40

αсп

0,4 0,2

30 Vz

0,0

B

20 10

0

30

60

90

120 150 180 210 240 270 300 330 360

φ, град V Vu абсолютной Vr Vz αсп Рисунок 2 – Распределение осредненной скорости, ее составляющих и угла потока по углу охвата спирали (радиус R = 520 мм, расход QI = 1117,9 л/с Journal of Engineering Sciences, Vol. 3, Issue 2 (2016), pp. B 8–B 17.

B 11


Как показали расчетные исследования первого этапа, характер распределения компонент скорости и угла потока, создаваемого подводом, перед решеткой НА с изменением режима практически не меняется, растут только значения скорости пропорционально расходу. Следует отметить, что литературные источники, в том числе номенклатура гидротурбин [10], в качестве граничных условий на входе в НА рекомендуют принимать угол потока, создаваемый только спиральной частью СК. Но в таком случае не учитывается тот факт, что часть решетки НА (в рассматриваемой ПЧ при угле охвата СК φсп = 180° это 16 лопаток, т. е. 50 % от общего числа) обтекается потоком с углом закрутки, существенно отличающимся от рекомендованного. Оставался также неисследованным вопрос, при каких расходах/открытиях решетка НА обеспечивает равномерное в окружном направлении распределение компонент скорости и угла потока на входе в рабочие колеса низконапорных осевых гидротурбин. Поэтому при исследовании течения во второй расчетной области, включающей по одному каналу НА, РК и отсасывающую трубу, для всех режимных точек были проведены расчеты при трех разных углах натекания на направляющий аппарат: для диапазона углов охвата спиральной камеры φсп от 0 до 180º угол потока перед НА принят αп1 = 38,9º, для

диапазона 180–270º осредненный угол αп1 = 57,7º и при углах 270–360º – αп1 = 73,3º. На рис. 3 приведена визуализация течения в области направляющего аппарата при разных углах натекания потока на входе в расчетную область для трех расчетных точек: режим 3, соответствующий режиму оптимального КПД, режим 7 – режим номинальной мощности при расчетном напоре, режим 10 – расчетная точка с максимальным расходом. Для открытий НА, соответствующих углу установки лопасти РК φл = 15°, обтекание лопаток, находящихся в спиральной части камеры, происходит с небольшими положительными углами атаки. Лопатки, находящиеся в открытой части камеры, обтекаются потоком с отрицательными углами атаки, достигающими 30°. Наиболее благоприятное обтекание лопаток при максимальном угле установки лопасти φ = 35°, наблюдается при угле натекания потока αп1 = 57,7º, наименее – при αп1 = 38,9º, соответствующему углу потока, создаваемого спиральной частью камеры. Таким образом, при увеличении открытия НА и расхода растет угол атаки на 16 лопатках, расположенных в области спиральной части камеры. Это приводит к ухудшению обтекания, появлению отрывов потока на лопатках и повышению потерь энергии в НА.

а

б

B

в Рисунок 3 – Визуализация течения в области направляющего аппарата для трех расчетных режимов:

а – режим 3 (φл = 15°); б – режим 7 (φл = 35°); в – режим 10 (φл = 35°)

B 12

Дослідження робочих процесів у машинах та апаратах


На рис. 4 представлено распределение по ширине канала абсолютного угла потока α1 в сечении перед РК при трех значениях угла потока на входе в расчетную область для четырех расчетных точек: режима оптимального КПД (рис. 4 а); максимального расхода при угле установки лопасти φл = 15° (рис. 4 б), режима номинальной мощности при расчетном напоре (рис. 4 в) и расчетной точки с максимальным расходом (режим 10, рис. 4 г). Как показали проведенные исследования, при расчетных режимах с диапазоном открытий направляющего аппарата а0 = 22,5–32,5 мм (D1 = 460 мм) решетка НА практически выравнивает окружную неравномерность потока, и структура течения на входе в рабочее колесо, а также характер течения в межлопастном канале РК мало зависят от величины входного угла в расчетную область. При дальнейшем

увеличении открытия НА окружная неравномерность компонент скорости и углов потока заметно возрастает. Наиболее неблагоприятная картина наблюдается при обтекании лопаток НА, находящихся в спиральной части СК. Это приводит к существенному ухудшению условий обтекания РК и дополнительным потерям энергии в нем. На рис. 5 показано распределение относительной скорости в межлопастном канале рабочего колеса на развертках сеточных поверхностей в тангенциальных сечениях для втулочного участка лопасти (10 % b), середины лопасти (50 % b) и на периферии (90 % b) для режима оптимального КПД (режим 3) и для режима номинальной мощности (режим 7).

55

45

α1, градус

α1, градус

50 40 35 30 25 0,0

0,2

0,6

а αп=57,7

0,8

_

b

45 40 35 30

1,0

_

0,0

αп=73,3

0,2

0,4

70

55

65

50 45 40

0,6

0,8 b

αп=53,7

αп=73,3

б

αп=38,9

60

α1, градус

α1, градус

αп=38,9

0,4

50

1,0

60 55 50

35

45

_

0,0

0,2

0,4

0,6

0,8 b

1,0

_

0,0

0,2

0,4

0,6

0,8

b 1,0 αсп=73,3

αсп=38,9 αсп=57,7 г –◊– αп1 = 38,9°; –∆– αп1 = 57,7°; –□– αп1 = 73,3° Рисунок 4 – Распределение абсолютного угла потока по ширине канала перед рабочим колесом при разных углах натекания на направляющий аппарат: а – режим 3; б – режим 5; в – режим 7; г – режим 10

αсп=38,9

в αсп=57,7

αсп=73,3

а

B

б Рисунок 5 – Распределение относительной скорости в межлопастном канале РК: а – режим 3 (φл = 15°, QI = 1117,9 л/с); б – режим 7 (φл = 35°, QI = 2131 л/с)

Journal of Engineering Sciences, Vol. 3, Issue 2 (2016), pp. B 8–B 17.

B 13


Как видно из приведенных результатов, для обоих углов установки лопасти обтекание корневой части лопасти происходит с большими положительными углами атаки, уменьшающимися с увеличением расхода. В области входной кромки на лицевой стороне профиля имеется область с меньшими значениями скорости, а на тыльной стороне скорость потока возрастает. Средняя и периферийная части лопасти обтекаются с небольшими углами атаки на всех исследуемых режимах. За выходной кромкой профиля виден гидродинамический след, имеющий большие размеры на периферии лопасти, поскольку там выше уровень скоростей. В процессе исследований были определены зоны с минимальными значениями давления на стороне разрежения лопасти РК, что позволило вычислить кавитационные показатели ПЧ на всех расчетных режимах. Локальный кавитационный коэффициент σл при высоте всасывания Нs = 0 определялся по формуле

Pmin Pв ы х  ρg ρg , л  H

(4)

где Pmin – минимальное давление на тыльной стороне лопасти; Pвых – давление на выходе из ПЧ, принятое в расчетах равным 100 кПа (см. выше).

На рис. 6 приведено распределение давления вдоль меридиональной проекции тыльной стороны лопасти РК для режимов оптимального КПД и номинальной мощности. Области с минимальным давлением на всех режимах расположены в центральной части лопасти ближе к периферии. В таблице 2 приведено сравнение расчетных величин локального кавитационного коэффициента σл и экспериментальных значений кавитационного коэффициента турбины σт, взятых из универсальной характеристики. Видно, что имеет место удовлетворительное соответствие приведенных в таблице величин. Это позволяет обоснованно оценивать при помощи программного комплекса IPMFlow кавитационные качества модернизируемых и вновь проектируемых РК осевых вертикальных гидротурбин. Течение жидкости в отсасывающей трубе для всех исследуемых режимов характеризуется существенной неравномерностью значений скорости (рис. 7). В вертикальном диффузоре за обтекателем и в колене отсасывающей трубы наблюдается вихревой жгут. В колене и в горизонтальном диффузоре имеются так называемые застойные зоны, где скорость потока близка к нулю. Эти зоны меняют свое положение в зависимости от режима работы гидротурбины. В выходном сечении на всех режимах наблюдаются области с противотоками, в которых имеют место отрицательные значения расходной составляющей скорости (рис. 8 б). Максимальные значения скорости потока в выходном сечении трубы отмечены у левой по ходу движения жидкости стенки горизонтального диффузора.

Рисунок 6 – Распределение давления на тыльной стороне лопасти для режимов оптимального КПД (режим 3) и номинальной мощности (режим 7)

B

Таблица 2 – Экспериментальные и расчетные кавитационные показатели Режим Параметр 1 2 3 φл = 15º σл расчет 0,27 0,28 0,35 σт эксперимент 0,23 0,30 0,32 6 σл расчет σт эксперимент

B 14

0,625 0,64

7 φл = 35º 0,751 0,75

4

5

0,41 0,37

0,52 0,45

8

9

10

0,79 0,87

0,85 1,01

– –

Дослідження робочих процесів у машинах та апаратах


а

б Рисунок 7 – Визуализация течения в отсасывающей трубе для режимов оптимального КПД (режим 3) и номинальной мощности (режим 7): а – поле абсолютной скорости в поперечном сечении; б – поле нормальной скорости на выходе из трубы

а б Рисунок 8 – Зависимость потерь энергии в элементах проточной части от расхода: а – при оптимальном угле установки лопасти РК φл = 15º; б – при максимальном угле установки лопасти РК φл = 35º

Проведенные исследования позволили определить интегральные характеристики проточной части и потери энергии в отдельных ее элементах. На рис. 8 приведены зависимости суммарных потерь в проточной части и их составляющих от расхода для угла установки лопасти φл = 15° и φл = 35°. Потери в подводе (hсп+ст) вычислялись как разность полной энергии на входе в спираль и выходе из статора. Потери в НА (hна) рассчитывались путем осреднения результатов расчетов при различных углах натекания на входе в расчетную область пропорционально расходу, т. е. hна = 0,5hна1 + 0,25hна2 + 0,25hна3, где hна1, hна2 и hна3 – потери в НА при углах потока на входе αп1 = 38,9; 57,7 и 73,3° соответственно. При оптимальном угле установки лопасти РК φл = 15º (рис. 8 а) потери энергии в спиральной камере и статоре растут с увеличением расхода по квадратичной зависимости, и их минимум составляет 0,67 %. В решетке НА большие потери энергии получены при меньших значениях открытия НА и меньших значениях расхода. С увеличением открытия НА потери снижаются, их минимальное значение составляет 1,04 %. Суммарные потери в подводе гидротурбины (СК, статор, НА) при угле установки лопасти РК φл = 15º

изменяются незначительно и в оптимуме составляют 1,71 %. Минимум потерь энергии в РК hрк наблюдается при режиме 4 и составляет 3,14 %. Минимум гидравлических потерь в отсасывающей трубе hот составляет 2,11 %, он расположен вблизи режима оптимального КПД. Минимальные суммарные потери энергии hсум в рассмотренных элементах проточной части с учетом концевых потерь в РК hкц, определенных по методике, приведенной в [12], равны 7,85 % и соответствуют режиму оптимального КПД. Характер изменения потерь энергии в РК определяет положение минимума суммарных потерь во всей проточной части и фактически формирует оптимум универсальной характеристики гидротурбины. Отличие экспериментальных hэкс и расчетных значений потерь в оптимуме характеристики составляет 1,5 %. Разность значений гидравлических потерь объясняется допущениями, принятыми при численных исследованиях и погрешностью испытаний на гидродинамическом стенде. При угле установки лопасти РК φл = 35º увеличивается расход и соответственно повышаются скорости потока и возрастают потери энергии во всех

Journal of Engineering Sciences, Vol. 3, Issue 2 (2016), pp. B 8–B 17.

B 15

B


элементах ПЧ (рис. 8 б). В спиральной камере и статоре при режиме номинальной мощности (режим 7) потери составляют 2,64 %, при максимальном значении расхода (режим 10) – 3,81 %. В решетке НА в этих расчетных точках они достигают значений соответственно 1,91 и 4,64 %. В РК минимальные потери энергии, равные 6,8 %, получены при расходе QI=2 300 л/с. Потери в отсасывающей трубе плавно возрастают с повышением расхода, при режиме номинальной мощности (№ 7) они составляют 7,97 %, при максимальном расходе (режим 10) – 9,23 %. Расчетные суммарные потери в проточной части также возрастают с увеличением расхода. Кривые расчетных и экспериментальных суммарных потерь имеют идентичную форму, но расчетная имеет более высокие – на 2,5–3 % – значения. Планируется провести исследования для расчетной области, включающей межлопастные каналы НА и РК и отсасывающую трубу, и для режимов с углом установки лопасти φл = 35°, что даст возможность уточнить значения потерь в отсасывающей трубе и суммарных потерь в целом.

3. ВЫВОДЫ Выполненные расчетные исследования пространственного течения вязкой несжимаемой жидкости в вертикальной поворотно-лопастной осевой гидротурбины ПЛ 20/3271у Кременчугской ГЭС позволили получить новые данные о структуре потока во всех элементах проточной части в широком диапазоне режимов работы. Исследовано влияние угла натекания потока на направляющий аппарат на характеристики течения жидкости в проточной части. Установлен диапазон открытий направляющего аппарата (а0 = 22,5–32,5 мм), при котором обеспечивается равномерное распределение параметров потока в окружном направлении на входе в рабочее колесо и, как следствие, более благоприятные условия его обтекания. Определены интегральные энергетические и кавитационные показатели проточной части. Сравнение результатов численных исследований с экспериментальными данными показало их хорошее количественное и качественное соответствие. В настоящее время проводятся исследования по гидродинамическому совершенствованию проточной части методом пространственного профилирования лопастей рабочего колеса.

Mathematical simulation of fluid flow and analysis of flow pattern in the flow path of low-head Kaplan turbine Rusanov, A. V.1), Khoryev, O. N.2), Riabova, S. A.3), Kosianov, D. Y.4), Sukhorebryi, P. N.5), Kurskaya, N. M.6) 1), 2), 4), 5), 6) Podgorny

institute for mechanical engineering problems, Pozharsky str., 2/10, 61046, Kharkiv, Ukraine; 3) PJSC “Turboatom”, 199, Moskovsky Av., 61037, Kharkiv, Ukraine The results of numerical investigation of spatial flow of viscous incompressible fluid in flow part of Kaplan turbine PL20 Kremenchug HPP at optimum setting angle of runner blade φb = 15° and at maximum setting angle φb = 35° are shown. The flow simulation has been carried out on basis of numerical integration of the Reynolds equations with an additional term containing artificial compressibility. The differential two-parameter model of Menter (SST) has been applied to take into account turbulent effects. Numerical integration of the equations is carried out using an implicit quasi-monotone Godunov type scheme of second - order accuracy in space and time. The calculations have been conducted with the help of the software system IPMFlow. The analysis of fluid flow in the flow part elements is shown and the values of hydraulic losses and local cavitation coefficient have been obtained. Comparison of calculated and experimental results has been carried out. Keywords: numerical simulation, viscous flow, flow part, Kaplan turbine, energy losses.

Математичне моделювання течії рідини та аналіз структури потоку в проточній частині низьконапірної осьової гідротурбіни А. В. Русанов1), О. М. Хорєв2), С. О. Рябова3), Д. Ю. Косьянов4), П. М. Сухоребрий5), Н. М. Курська6) 1), 2), 4), 5), 6) Інститут

проблем машинобудування ім. А. М. Підгорного, вул. Пожарського, 2/10, 61046, м. Харків, Україна; 3) ПАТ «Турбоатом», просп. Московський, 199, 61037, м. Харків, Україна Наведено результати чисельного дослідження просторової течії в'язкої нестисливої рідини в проточній частині осьової поворотно-лопатевої гідротурбіни ПЛ20 Кременчуцької ГЕС при оптимальному куті установки лопаті робочого колеса φл = 15° та при максимальному куті φл = 35°. Моделювання течії виконано на основі чисельного інтегрування рівнянь Рейнольдса з додатковим членом, що містять штучну стисливість. Для обліку турбулентних ефектів застосовано двопараметричну модель турбулентності Ментера (SST). Чисельне інтегрування рівнянь проводиться за допомогою неявної квазімонотонної схеми Годунова другого порядку точності за простором і часом. Розрахунки проведені за допомогою програмного комплексу IPMFlow. Наведено аналіз структури течії рідини в елементах проточної частини, одержавно значення гідравлічних втрат і локального кавітаційного коефіцієнта. Проведено порівняння розрахункових та експериментальних результатів.

B

Ключові слова: чисельне моделювання, в'язка течія, проточна частина, осьова гідротурбіна, втрати енергії.

B 16

Дослідження робочих процесів у машинах та апаратах


СПИСОК ВИКОРИСТАНИХ ДЖЕРЕЛ 1. Линник А. В. Расчетные и экспериментальные исследования проточных частей ПЛ20 для модернизации гидротурбин Кременчугской гидроэлектростанции / А. В. Линник, С. А. Рябова, В. Д. Варенко и др.// Пробл. машиностроения. – 2016. – Т. 19, № 3. – C. 12–19. 2. Семенова А. В. Применение метода многоцелевой оптимизации для проектирования формы лопасти рабочего колеса поворотно-лопастной гидротурбины / А. В. Семенова, Д. В. Чирков, В. А. Скороспелов // Известия Самарского научного центра Российской академии наук. – 2013. – Том 15, № 4 (2). – С. 588–593. 3. Семенова А. В. Многоцелевое оптимизационное проектирование формы лопасти рабочего колеса поворотнолопастной гидротурбины / А. В. Семенова, Д. В. Чирков, В. А. Скороспелов. // Научно-технические ведомости СПбГПУ. – 2015. – 1 (214). – С. 59–70. 4. Русанов А. В. Влияние сложного навала рабочих и направляющих лопаток ЦВД паровой турбины на аэродинамические характеристики проточной части / А. В. Русанов, Ю. П. Волков // Компрессорное и энергетическое машиностроение. – 2008. – Вып. 3 (13). – С. 93–97. 5. Квятковский В. С. Рабочий процесс осевой гидротурбины / В. С. Квятковский. – Москва : Машгиз, 1951–1952. – Ч. 1–2. – 346 с. 6. Исследование нестационарностей в проточной части гидротурбин Сальто-Гранде и других : Заключительный отчет / ХПИ ; рук. Ю. Д. Погорелов. – УДК 621.224.35.001.57 ; ГР 75052630 ; Хоздоговор 29422. – Харьков, 1978. – 283 с.

7. Motycak, L. Kaplan turbine tip vortex cavitation - analysis and prevention / L. Motycak, A. Skotak, R. Kupcik // Proc. of the 26th IAHR Symp., Beijing, China, 2012. – Р. 1–8. 8. Experimental study of cavitation in a Kaplan model turbine / Mikael Grekula and Göran Bark. // Chalmers University of Technology. Göteborg, Sweden. CAV2001:sessionB9.004. 9. Русанов А. В. Математическое моделирование нестационарных газодинамических процессов в проточных частях турбомашин. Монография / А. В. Русанов, С. В. Ершов. − Харьков: Ин-т пробл. машиностроен. НАН Украины, 2008. − 275 с. 10. ОСТ 108.023.15–82. Турбины гидравлические вертикальные поворотно-лопастные осевые и радиальноосевые.− Ленинград : 1984. – 263 с. 11. Русанов А. В. Численное моделирование течений вязкой несжимаемой жидкости с использованием неявной квазимонотонной схемы Годунова повышенной точности / А. В. Русанов, Д. Ю. Косьянов // Восточно-Европейский журнал передовых технологий. − 2009. − № 5. − С. 4−7. 12. Этинберг И. Э. Гидродинамика гидравлических машин/ И. Э. Этинберг, Б. С. Раухман. – Ленинград : Машиностроение, 1978. – 280 с.

REFERENCES 1. Linnik, A. V., Ryabova S. A., Varenko, V. D. Et al. (2016). Raschetnye i ehksperimental'nye issledovaniya protochnyh chastej PL20 dlya modernizacii gidroturbin Kremenchugskoj gidroehlektrostancii [Computational and experimental studies of flow parts PL20 for modernization of hydraulic turbines of Kremenchug hydropower plant]. Problemy mashinostroeniya, Volume 19, Issue 3, 12–19 [in Russian]. 2. Semenova, A. V., Chirkov, D. V., Skorospelov, V. A. (2013). Primenenie metoda mnogocelevoj optimizacii dlya proektirovaniya formy lopasti rabochego kolesa povorotnolopastnoj gidroturbiny [The application of the method of multi-objective optimization to design the shape of the runner blades of Kaplan turbine]. Izvestiya Samarskogo nauchnogo centra Rossijskoj akademii nauk, Volume 15, Issue 4 (2), 588–593 [in Russian]. 3. Semenova, A. V., Chirkov, D. V., Skorospelov, V. A. (2015). Mnogocelevoe optimizacionnoe proektirovanie formy lopasti rabochego kolesa povorotno-lopastnoj gidroturbiny [Multipurpose optimization design of the shape of the runner blades of Kaplan turbine]. Nauchno-tekhnicheskie vedomosti SPbGPU, No. 1 (214), 59–70 [in Russian]. 4. Rusanov, A. V., Volkov, Yu. P. (2008). Vliyanie slozhnogo navala rabochih i napravlyayushchih lopatok CVD parovoj turbiny na aehrodinamicheskie harakteristiki protochnoj chasti [The influence of the complex offsets of the strike blades and vanes of high-pressure casing of the steam turbine on the aerodynamic characteristics of flow part]. Kompressornoe i ehnergeticheskoe mashinostroenie, No. 3 (13), 93–97 [in Russian]. 5. Kvyatkovskij, V. S. Rabochij process osevoj gidroturbiny CH. 1–2 [The working process of the Kaplan turbine Ch. 1-2]. Moscow, Mashgiz, 1951–1952 [in Russian].

6. Issledovanie nestacionarnostej v protochnoj chasti gidroturbin Sal'to-Grande i drugih : Zaklyuchitel'nyj otchet [The study of nonstationarity in a flow part of turbines of the Salto Grande and others] / HPI ; ruk. YU. D. Pogorelov. – UDK 621.224.35.001.57 ; GR 75052630 ; Hozdogovor 29422. – H., 1978. – 283 s [in Russian]. 7. Motycak, L., Skotak, A., Kupcik, R. (2012). Kaplan turbine tip vortex cavitation – analysis and prevention. Proc. of the 26th IAHR Symp., Beijing, China, 1–8. 8. Grekula, M., Bark, G. (2001). Experimental study of cavitation in a Kaplan model turbine. Chalmers University of Technology. Göteborg, Sweden. CAV2001 : session B9.004. 9. Rusanov, A. V., Ershov, S. V. (2008). Matematicheskoe modelirovanie nestacionarnyh gazodinamicheskih processov v protochnyh chastyah turbomashin [Mathematical modeling of unsteady gas-dynamic processes in flowing parts of turbo machines]. Monografiya, Kharkiv, Institut problem mashinostroenia NAN Ukrainy [in Russian]. 10. OST 108.023.15–82 (1984). Turbiny gidravlicheskie vertikal'nye povorotno-lopastnye osevye i radial'no-osevye [Turbines hydraulic vertical Kaplan and Francis]. St. Petersburg [in Russian]. 11. Rusanov, A. V., Kos’yanov. A. V. (2009). Chislennoe modelirovanie techenij vyazkoj neszhimaemoj zhidkosti s ispol'zovaniem neyavnoj kvazimonotonnoj skhemy Godunova povyshennoj tochnosti [Numerical simulation of viscous incompressible fluid flow using quasimonotone implicit Godunov scheme of high accuracy]. Vostochno-Evropejskiy zhurnal peredovyh tekhnologij, No. 5, 4−7 [in Russian].

Journal of Engineering Sciences, Vol. 3, Issue 2 (2016), pp. B 8–B 17.

B

B 17


ЖУРНАЛ ІНЖЕНЕРНИХ НАУК JOURNAL OF ENGINEERING SCIENCES ЖУРНАЛ ИНЖЕНЕРНЫХ НАУК Web site: http://jes.sumdu.edu.ua/ Том 3, № 2 (2016) УДК 66.047

Дослідження впливу способу організації руху сушильного агента на ефективність процесу сушіння в гравітаційній поличній сушарці Н. О. Артюхова1) 1) Сумський

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

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

Correspondent Author's Address: 05 September 2016 05 December 2016 16 December 2016

1)

Nadinalex88@mail.ru

Стаття присвячена дослідженню ефективності здійснення процесу сушіння при застосуванні різних способів організації взаємного руху потоків сушильного агента і дисперсного матеріалу. Подано результати досліджень роботи поличної сушарки в таких умовах: протитечійний рух сушильного агента та дисперсного матеріалу; протитечійний рух сушильного агента та дисперсного матеріалу з рециркуляцією сушильного агента; протитечійний рух сушильного агента та дисперсного матеріалу з байпасуванням частини потоку сушильного агента та введенням його на окремі ступені гравітаційної поличної сушарки. Показано вплив організації руху сушильного агента на характеристики дисперсного матеріалу і сушильного агента, енергетичні витрати для здійснення сушіння та його ефективність. Подано рекомендації щодо застосування наведених способів організацій руху потоків залежно від необхідної кінцевої вологості матеріалу та його фізико-хімічних властивостей. Запропоновані способи організації взаємного руху потоків дозволяють або знизити витрати на нагрівання сушильного агента, або збільшити ефективність видалення вологи при незмінних енерговитратах. Ключові слова: полична сушарка, сушильний агент, дисперсний матеріал, ефективність, енергетичні витрати.

1. ВСТУП

B

Конвективне сушіння дисперсних матеріалів в апаратах завислого шару є одним із найбільш ефективних способів зневоднення, який широко використовується у хімічному, харчовому та сільськогосподарському виробництвах. Для процесу сушіння у завислому шарі найбільш перспективними є поличні апарати, що характеризуються вищою інтенсивністю та ефективністю процесу за рахунок реалізації у робочому просторі активного гідродинамічного режиму [1,2]. На сьогодні актуальним питанням, що потребує вирішення, є пошук способів зменшення енергетичних і матеріальних витрат під час сушіння у завислому шарі та вдосконалення існуючих апаратів. Одним із напрямів зменшення енергетичних витрат під час проведення конвективного сушіння дисперсних матеріалів є підбір оптимальної організації руху сушильного агента в робочому просторі апарата та його вторинне застосування [3–5]. Організація руху сушильного агента може істотно впливати на показники якості висушеного матеріалу. Конструктивне забезпечення багатоступеневого контакту дисперсного матеріалу із сушильним агентом (зокрема, при вертикальному секціонуванні робочого простору сушарки поличними контактними елементами) також є одним із шляхів підвищення енергетичної ефективності процесу зневоднення. Метою роботи є експериментальне визначення

B 18

оптимального способу організації руху сушильного агента в гравітаційній поличній сушарці завислого шару з активним гідродинамічним режимом, який буде найменш енергоємним та забезпечить необхідну повноту видалення вологи з дисперсного матеріалу. 2. ОСНОВНА ЧАСТИНА 2.1. Методика проведення експериментальних досліджень Під час експериментального дослідження організації руху сушильного агента в гравітаційній сушарці розглянуто такі способи руху взаємодіючих потоків: – протитечійний рух сушильного агента та дисперсного матеріалу з рециркуляцією частини сушильного агента після виходу із сушарки кількістю 10 %, 25 %, 30 % та подальшого його додавання до початкового, що подається у сушарку; – протитечійний рух сушильного агента та дисперсного матеріалу з байпасуванням частини потоку сушильного агента 25 % від загальної витрати потоку сушильного агента (інша частина сушильного агента – 75 % – уводиться перед першим ступенем сушарки) та введенням його після 1-го та 2-го ступенів за ходом сушильного агента. Для забезпечення рециркуляції необхідної частини сушильного агента, а також його байпасування (відповідно до вищезазначеної схеми) використано

Дослідження робочих процесів у машинах та апаратах


суматори та розподільники потоків. Витрати основного потоку, потоку рециркулята та байпасного потоку вимірювалися за допомогою камерної діафрагми. Зміна витрати дисперсного матеріалу здійснювалася за допомогою пристрою для дозування сегментного типу, розміщеного на трубопроводі дисперсного матеріалу. Температура повітря, що надходить до калорифера, після калорифера, в об’ємі поличної сушарки та після неї, температура дисперсного матеріалу на полицях сушарки контролювалася за допомогою мультиметра. Відносна вологість повітря на вході в поличну сушарку, в апараті та на виході з нього реєструвалася за допомогою психрометра. Вологість дисперсного матеріалу контролювалася за допомогою діелькометричного вимірювача вологості. Схему експериментальної установки наведено на рис. 1 (рециркуляційний і байпасні потоки теплоносія на схемі не показані). Конструктивні характеристики поличної сушарки під час експериментальних досліджень (рис. 2): сушарка має прямокутну форму, всередині сушарки встановлено три контактні полиці; кут нахилу контактної полиці до горизонту γ = γ0 + (3–5)º; зазор між кінцем полиці та стінкою сушарки (розвантажувальний зазор) Lрз = 0,3; площа вільного перерізу полиці ψ = 20 %; dвідн = dотв (dвідн – діаметр, віднесений до фіксованого діаметра отворів поличного контакту dотв). Умови проведення експериментальних досліджень: модельний матеріал – поліпропілен (dч = 3–3,5 мм), співвідношення витрат сушильного агента і дисперсного матеріалу Gсуш/Gм = 2, початкова вологість матеріалу хпоч = 13 %. Відповідно до експериментальних досліджень значення кінцевої вологості матеріалу хкін залежить від технологічних і конструктивних характеристик сушарки та коливається від 5 до 8 % [7]. Ефективність видалення вологи на кожному ступені сушарки визначається як відношення кількості практично видаленої вологи з матеріалу до теоретично можливої кількості видаленої вологи при нескінченному часі сушіння [8]. Вплив вищезазначених способів руху взаємодіючих потоків сушильного агента та дисперсного матеріалу на енергетичні витрати під час процесу сушіння оцінюється шляхом розрахунку критерію енергетичних витрат за методикою, наведеною у [9]. 2.2. Результати досліджень та їх обговорення Проаналізуємо вплив способів організації руху сушильного агента на характер зміни параметрів дисперсного матеріалу, сушильного агента та ефективність процесу сушіння в цілому (для вище зазначених способів організації руху сушильного агента). Результати експериментів щодо впливу рециркуляції на зміну вмісту вологи й температури дисперсного матеріалу та сушильного агента наведено на рис. 3–6. Аналіз результатів даних експериментів засвідчив, що рециркуляція відпрацьованого сушильного агента кількістю 10 % забезпечує більш інтенсивне видалення вологи з дисперсного матеріалу і відповідно вищу ефективність процесу сушіння порівняно з

іншими обраними значеннями відсотка рециркульованого сушильного агента від його загальної витрати на вході в сушарку (рис. 7). Застосування рециркуляції у вищезазначеному об’ємі зменшує енерговитрати на проведення процесу сушіння і є прийнятним для зневоднення матеріалу з необхідним кінцевим діапазоном вологості до ±0,4 % від середньої регламентованої. Результати експериментів із дослідження протитечійного байпасування триступеневої гравітаційної поличної сушарки подані на рис. 8–12. Аналіз результатів показав, що залежно від властивостей матеріалу, який піддається сушінню, форми зв’язку вологи і технологічних вимог до кінцевого продукту вибирається байпасування після 1-го або 2-го ступеня сушарки.

Рисунок 1 – Принципова схема експериментальної установки дослідження процесу сушіння в поличному апараті [6]: В – вентилятор; К – калорифер; С – гравітаційна полична сушарка; Ц – циклон; Є1 – ємність для вологого дисперсного матеріалу; Є2 – ємність для висушеного дисперсного матеріалу; 1 – атмосферне повітря; 2 – нагріте атмосферне повітря; 3 – відпрацьоване повітря; 4 – очищене відпрацьоване повітря; 5 – вологий дисперсний матеріал; 6 – висушений дисперсний матеріал; 7 – дрібнодисперсний матеріал

Рисунок 2 – Конструктивна схема ступеня поличної сушарки: Lрз – довжина розвантажувального зазору; Lа – довжина аппарата; γ – кут нахилу полиці; H– висота розміщення полиці

Journal of Engineering Sciences, Vol. 3, Issue 2 (2016), pp. B 18–B 23.

B 19

B


Рисунок 3 – Вплив способу рециркуляції сушильного агента на зміну вмісту вологи в дисперсному матеріалі

Рисунок 5 – Вплив способу рециркуляції сушильного агента на зміну температури дисперсного матеріалу

Рисунок 4 – Вплив способу рециркуляції сушильного агента на зміну вмісту вологи в сушильному агенті

Рисунок 6 – Вплив способу рециркуляції сушильного агента на зміну температури сушильного агента

Рисунок 7 – Вплив способу рециркуляції сушильного агента на ефективність процесу сушіння

Рисунок 8 – Вплив способу байпасування сушильного агента на зміну вмісту вологи в дисперсному матеріалі

Рисунок 9 – Вплив способу байпасування сушильного агента на зміну вмісту вологи в сушильному агенті

Рисунок 10 – Вплив способу байпасування сушильного агента на зміну температури дисперсного матеріалу

B

Рисунок 11 – Вплив способу байпасування сушильного агента на зміну температури сушильного агента

B 20

Рисунок 12 – Вплив способу байпасування сушильного агента на ефективність процесу сушіння (нумерація ступенів – за ходом матеріалу)

Дослідження робочих процесів у машинах та апаратах


Рисунок 13 – Вплив організації руху сушильного агента на зміну вмісту вологи в дисперсному матеріалі

Рисунок 14 – Вплив організації руху сушильного агента на зміну вмісту вологи в сушильному агенті

Рисунок 15 – Вплив організації руху сушильного агента на зміну температури дисперсного матеріалу

Рисунок 16 – Вплив організації руху сушильного агента на зміну температури сушильного агента

Рисунок 17 – Вплив організації руху сушильного агента на ефективність процесу сушіння (нумерація ступенів – за ходом матеріалу)

Наприклад, для видалення незв’язаної вологи з поверхні частинок, яке відбувається на 3-му ступені (верхній полиці) поличної сушарки та відповідає стадії прогрівання матеріалу і його подальшого сушіння із постійною швидкістю, раціональним є застосування байпасування потоку сушильного агента після 2-го ступеня. У цьому випадку згідно з рис. 12 ефективність процесу сушіння на останньому ступені буде найвищою. Для видалення адсорбційно зв’язаної вологи з матеріалу, яке потребує більших витрат енергії, доцільним є введення частини сушильного потоку після 1-го ступеня (нижньої полиці), з подальшим здійсненням на середній полиці процесу сушіння матеріалу в періоді швидкості, що знижується. Зіставлення ефективності запропонованих способів організації руху сушильного агента в гравітаційній поличній сушарці наведено на рис. 13–17. Результати досліджень протитечійного руху потоків у сушарці раніше було досліджено в роботі [3].

3. ВИСНОВКИ Аналіз даних експериментальних досліджень свідчить про істотний вплив способу організації руху сушильного агента на ефективність процесу сушіння у гравітаційній поличній сушарці та енергетичні витрати для здійснення цього процесу. Залежно від необхідної кінцевої вологості матеріалу та його фізико-хімічних властивостей має місце той чи інший зазначений спосіб. Зважаючи на те, що значна частина витрат енергії на процес сушіння відбувається за двома статтями – нагрівання сушильного агента та його нагнітання – запропоновані способи організації взаємного руху потоків дозволяють або знизити витрати на нагрівання сушильного агента, або збільшити ефективність видалення вологи при незмінних енерговитратах.

Journal of Engineering Sciences, Vol. 3, Issue 2 (2016), pp. B 18–B 23.

B 21

B


Investigation of influence of drying agent movement on the drying process effectiveness in the gravitational shelf dryer Artyukhova, N. O.1) 1) Sumy

State University, 2, Rymskogo-Korsakova Str., 40007, Sumy, Ukraine

The article stands for a research of the drying process efficiency of various approaches of reciprocal movement organization of drying agent and disperse material. It focuses on the results of shelf dryer investigation. The test condition was as follows: backflow of the drying agent and disperse material movement; backflow of the drying agent and disperse material movement with the drying agent recirculation; backflow of the drying agent and disperse material movement with the bypassing of drying agent and it’s putting on separate stage of gravitational shelf dryer. The influence of the drying agent movement organization on the characteristics of disperse material and drying agent, energy costs for this process and its efficiency is shown. The recommendations of usage of represented approaches of flows movement organization depending on the desired final moisture of the material as well as its physical and chemical properties are given. The proposed ways of reciprocal flows movement organization allow to reduce the costs of drying agent heating or to increase the efficiency of moisture removal at constant energy consumption. Keywords: shelf dryer, drying agent, disperse material, efficiency, energy costs.

Исследование влияния способа организации движения сушильного агента на эффективность процесса сушки в гравитационной полочной сушилке Н. А. Артюхова1) 1) Сумский

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

Статья посвящена исследованию эффективности проведения процесса сушки в случае применения различных способов организации взаимного движения потоков сушильного агента и дисперсного материала. Представлены результаты исследований работы полочной сушилки в следующих условиях: противоточное движение сушильного агента и дисперсного материала; противоточное движение сушильного агента и дисперсного материала с рециркуляцией сушильного агента; противоточное движение сушильного агента и дисперсного материала с байпасом части потока сушильного агента и введением его на отдельные ступени гравитационной полочной сушилки. Показано влияние организации движения сушильного агента на характеристики дисперсного материала и сушильного агента, энергетические расходы для осуществления сушки и его эффективность. Приведены рекомендации по применению представленных способов организаций движения потоков в зависимости от требуемой конечной влажности материала и его физикохимических свойств. Предложенные способы организации взаимного движения потоков позволяют или снизить затраты на нагрев сушильного агента, или увеличить эффективность удаления влаги при неизменных энергозатратах. Ключевые слова: полочная сушилка, сушильный агент, дисперсный материал, эффективность, энергетические затраты.

СПИСОК ВИКОРИСТАНИХ ДЖЕРЕЛ

B

1. Сажин Б. С. Основы техники сушки / Б. С. Сажин. – Москва : Химия, 1984. – 320 с. 2. Воробьѐв А. М. Сушильные аппараты с активным гидродинамическим режимом / А. М. Воробьѐв, Г. С. Кормильцин, А. А. Горелов, С. П. Рудобашта // Вестник ТГУ, 2001. – Т. 6, Вып. 2. – С. 227–229. 3. Артюхова Н. О. Вплив організації руху сушильного агента на якість сушіння матеріалів у гравітаційних поличних апаратах / Н. О. Артюхова, М. П. Юхименко, О. Б. Шандиба // Наукові праці ОНАХТ. – Одеса, 2012. – Т. 2, Вип. 41. – С. 234–238. 4. Артюхова Н. О. Гравітаційні поличні апарати для сушіння зернистих матеріалів / Н. О. Артюхова, М. П. Юхименко, М. О. Кочергін // Вісник Східноукраїнського національного університету імені В. Даля. – Луганськ, 2012. – № 17 (188), Ч. 1. – С. 234–239. 5. Artyukhova N. A. Multistaged drying-classification apparatus of energy recovery / N. A. Artyukhova, N. P. Yukhimenko // II International Kazakhstan-Russian Conference on Chemistry and Chemical Engineering. – Karaganda, Kazakhstan, 2012. – Vol. 1. – P. 41–43.

B 22

6. Артюхова Н. О. Визначення оптимальної конструкції та раціонального режиму роботи гравітаційних поличних сушарок / Н. О. Артюхова, М. П. Юхименко // Хімічна промисловість України, 2013. – № 3 (116). – С. 62–67. 7. Артюхова Н. О. Експериментальне дослідження гідродинаміки руху потоків на каскаді полиць у багатоступінчастих гравітаційних сушарках / Н. О. Артюхова, М. П. Юхименко // Вісник Сумського державного університету. Серія «Технічні науки». – Суми : СумДУ, 2013. – № 1. – С. 42–51. 8. Артюхова Н. О. Експериментальне дослідження кінетики видалення вологи з зернистих матеріалів у багатоступеневій гравітаційній поличній сушарці / Н. О. Артюхова // Наукові праці ОНАХТ, 2014. – Т. 3, Вип. 45. – С. 146–149. 9. Артюхова Н. А. Оценка энергетической эффективности многоступен-чатой конвективной сушки концентратов и минерального сырья / Н. А. Артюхова, А. Б. Шандыба, А. Е. Артюхов // Научный вестник Национального горного университета. – 2014. – № 1. – С. 92–98.

Дослідження робочих процесів у машинах та апаратах


REFERENCES 1. Sazhin, B.S. (1984). Osnovyi tehniki sushki [Fundamentals of drying equipment]. M.: Himiya [in Russian]. 2. Vorobyov, A. M., Kormiltsin, G. S., Gorelov, A. A., & Rudobashta, S. P. (2001). Sushilnyie apparaty s aktivnym gidrodinamicheskim rezhimom [Dryers with active hydrodynamic regime]. Vestnik TGU. – Bulletin of TSU, 6, 2, 227–229 [in Russian]. 3. Artyukhova, N. O., Yukhimenko, M. P., & Shandyba, O. B. (2012). Vplyv organizatsiyi ruhu sushylnogo agenta na yakist sushinnya materialiv v gravitatsiynyh polychnyh aparatah [The drying agent traffic impact on the dried material quality in a gravitation shelf type devices]. Naukovi pratsi ONAHT. – Scientific Works of the Odessa National Academy of Food Technologies, 2, 41, 234–238 [in Ukrainian]. 4. Artyukhova, N. O., Yukhimenko, M. P., Kochergin, M. O. (2012). Gravitatsiyni polychni aparaty dlya sushinnia zernystyh materialiv [Gravitational shelving apparatus for granular materials drying]. Visnyk Shidnoukrayinskogo natsionalnogo universitetu imeni V. Dalya. – Bulletin of East-Ukrainian National University, 17, 188, 234–239 [in Ukrainian]. 5. Artyukhova, N. A., & Yukhimenko, N. P. (2012) Multistaged drying-classification apparatus of energy recovery. – Materials of the II International Kazakhstan-Russian Conference on Chemistry and Chemical Engineering dedicated to the 40th anniversary of academician E.A. Buketov KarSu, Karaganda: Publishing House of KSU, Vol 1, 41–43. 6. Artyukhova, N. A., & Yukhimenko, N. P. (2013). Vyznachennya optymalnoyi konstruktsiyi ta ratsionalnogo rezhymu roboty gravitatsiynyh polychnyh susharok [The determination of optimal design and the rational work regime of gravitational shelf dryers]. Himichna promyslovist Ukrainy. – Chemical Industry of Ukraine, 3, 116, 62–67 [in Ukrainian].

7. Artyukhova, N. A., & Yukhimenko, N. P. (2013). Eksperymentalne doslidzhennya gidrodynamiky ruhu potokiv na kaskadi polyts’ u bagatostupinchastyh gravitatsiynyh susharkah [Experimental study of hydrodynamics of flows traffic on the shelves cascade in multistage gravitational dryer]. Visnyk Sumskogo derzhavnogo universitetu. Seriya “Tehnichni nauky” – Bulletin of Sumy State University. Series “Technical sciences”, 1, 42–51 [in Ukrainian]. 8. Artyukhova, N. A. (2014). Eksperymentalne doslidzhennya kinetyky vydalennya vology z zernystyh materialiv v bagatostupeneviy gravitatsiyniy polychniy sushartsi [The experimental studies of the moisture removal kinetics from the grained materials in multistage gravitational shelf dryer]. Naukovi pratsi ONAHT. – Scientific Works of the Odessa National Academy of Food Technologies, 3, 45, 146–149 [in Ukrainian]. 9. Artyukhova, N. A., Shandyba, A. B., & Artyukhov, A. E. (2014) Otsenka energeticheskoy effektivnosti mnogostupenchatoy konvektivnoy sushki kontsentratov i mineralnogo syrya [Energy efficiency assessment оf multistage convective drying оf concentrates and mineral raw materials]. Nauchnyy vestnik Natsyonalnogo gornogo universiteta. – Scientific Bulletin of National Mining University, 1, 92–98 [in Russian].

B

Journal of Engineering Sciences, Vol. 3, Issue 2 (2016), pp. B 18–B 23.

B 23


ЖУРНАЛ ІНЖЕНЕРНИХ НАУК JOURNAL OF ENGINEERING SCIENCES ЖУРНАЛ ИНЖЕНЕРНЫХ НАУК Web site: http://jes.sumdu.edu.ua/ Том 3, № 2 (2016) УДК 622.279.23/4

Розроблення компресорного обладнання для технологій видобування вуглеводнів з використанням азоту Г. В. Кирик1), П. Є. Жарков2), Г. А. Бондаренко3), Б. А. Блюсс4), В. Г. Шевченко5), М. М. Лях6) 1) Концерн

«НІКМАС», просп. Курський, 6, 40020, м. Суми, Україна; НВАТ «ВНДІкомпресормаш», просп. Курський, 6, 40020, м. Суми, Україна; 3) Сумський державний університет, вул. Римського-Корсакова, 2, 40007, м. Суми, Україна; 4), 5) Інститут геотехнічної механіки НАН України, вул. Сімферопольська, 2а, 320600, м. Дніпро, Україна; 6) Івано-Франківський національний технічний університет нафти і газу, вул. Карпатська, 15, 76019, м. Івано-Франківськ, Україна 2)

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

01 December 2016 19 December 2016 22 December 2016

Correspondent Author’s Address: g.bondarenko@kttf.sumdu.edu.ua

3)

У статті наведено огляд підсумків дослідно-конструкторських робіт, спрямованих на розроблення та впровадження компресорних технологій із використанням азоту для видобування вуглеводнів. Азот як найбільш доступний газ використовується як нейтральне середовище при виконанні різноманітних робіт: нагнітання газу в свердловини для стабілізації пластового тиску при розробленні газонафтових родовищ, видобування газового конденсату, а також під час виконання ремонтних робіт і випробування газопроводів. Значну роль відіграє використання азоту для гасіння пожеж у вугільних шахтах. Реалізація цих технологій потребує розроблення та освоєння виробництва вітчизняного компресорного обладнання. У статті наведені деякі приклади розробок компресорних станцій на базі гвинтових та поршневих компресорів, що відповідають сучасним вимогам з ефективності, надійності, ергономічності та екології, обладнані системами контролю та регулювання на базі контролерів. Наведено опис та характеристики компресорного обладнання, а також деякі результати впровадження компресорів і технологій із використанням азоту як нейтрального середовища. Ключові слова: технології видобування вуглеводнів, компресорне обладнання, азотні станції.

1. ВСТУП

B

1.1 Актуальність теми У світовій практиці видобування вуглеводнів (природного газу, газового конденсату, нафти, попутного нафтового газу, шахтного метану, вугілля) все більше поширюється використання технічного азоту. Особливі властивості азоту як нейтрального газу використовуються для створення нейтральних середовищ у технологіях видобування вуглеводнів, для інтенсифікації видобування вуглеводнів шляхом впливу на пласти, запобігання пожежам та вибухам, що завдають значні матеріальні збитки, а також є загрозою для здоров’я і життя персоналу [1–2]. Головним чинником, що стримує використання азоту, є економічно доцільні технології та обладнання для одержання азоту з повітря. Існують три головних способи для одержання азоту [3–6]: – розподіл повітря; – адсорбція; – мембранний спосіб. В установках розподілу повітря застосовується низькотемпературний розподіл за допомогою турбодетандерів. Цей спосіб дуже енерговитратний і складний апаратно, потребує значних капітальних витрат.

B 24

Адсорбційний метод забезпечує низьку собівартість отримання азоту. Такі установки мають обмежену продуктивність і потребують значної кількості адсорбентів. Мембранна технологія активно розвивається у світі завдяки високій економічності та порівняно простій технічній реалізації. В Україні такого досвіду не було. 1.2 Формулювання проблематики Основні технології, для яких потребуються азот при розробленні вуглеводних родовищ: – видобування вуглеводнів із земних надр; – забезпечення безпечної експлуатації обладнання; – ремонт свердловин, трубопроводів; – випробування газопроводів і газових апаратів; – гасіння пожеж у вугільних шахтах і у сховищах вуглеводнів. Метою роботи були розроблення та впровадження новітніх компресорних технологій у видобувній промисловості із використанням азоту, як нейтрального середовища, а також розроблення для цього компресорного обладнання нового покоління. Поняття «компресорна технологія» містить в собі як особливо-

Дослідження робочих процесів у машинах та апаратах


сті конструкції компресорів, так і особливості їх роботи в умовах експлуатації на родовищах вуглеводнів. При цьому обладнання повинно відповідати високим сучасним вимогам енергоефективності, ергономікі і екології. У статті наведено стислий огляд результатів цієї комплексної, багаторічної роботи декількох наукових та виробничих організацій України. 2. ОСНОВНА ЧАСТИНА 2.1. Підвищення конденсатовіддачі газоконденсатних родовищ (ГКР) шляхом впливу на пласти азотом Адсорбційна азотна компресорна станція для генерування інертного газового середовища [5–6]. Головною умовою всіх газових технологій є необхідність одержання та збереження достатньої кількості азоту безпосередньо на родовищі. Для цього було створено низку азотних компресорнаих станцій, які належать до систем генерування інертного газового середовища на основі азоту для забезпечення технологічних процесів у нафтовидобувній, газовій, нафтопереробній, нафтохімічній промисловості. Застосування нових конструктивних елементів установки, нового характеру зв'язку складових частин установки, зокрема застосування для охолоджувачів станції додаткової лінії подання охолоджувальної рідини компресорної станції, підвищує ефективність роботи охолоджувачів та зменшує габарити стації. Застосування ресиверів поліпшує надійність роботи конструктивних елементів станції, рівномірність навантаження на конструктивні елементи та ефективність роботи адсорбційного газорозподільного модуля, забезпечуючи ефективний процес його регенерації. На рис. 1 наведена схема азотної компресорної станції для приготування азотної захисної атмосфери, а на рис. 2 – схема мокрої комбінованої градирні з розміщеним у збірнику охолодженої води градирні проміжним охолоджувачем охолоджувальної рідини лінії подання охолоджувальної рідини. Під час роботи станції повітря послідовно стискується в ступенях блока стискання повітря 1 нагнітачами 3, охолоджується охолоджувачами 4 між ступе-

нями нагнітання і звільняється від вологи у вологовідділювачах 5. У випадку порушення стійкості режиму роботі відкривається пропускний клапан 9 і стиснене повітря після третього ступеня стискання повітря накидається по лінії 8 на вхід блока стискання повітря 1. При штатній роботі повітря після третього ступеня стискання направляється в ресивер 10, після якого скеровується на вхід блока фільтрів 11, де воно очищається і охолоджується в охолоджувачі 12, зокрема із застосуванням холодильної машини 13, що забезпечує глибокий рівень охолодження. Охолоджувальні станції 14 і 4, які приєднано до лінії 15, охолоджуються рідиною, яка, у свою чергу, охолоджується у проміжному охолоджувачі 16; охолоджуваний бік розміщений у збірнику 17 охолодженої води градирні 18. Оброблене в блоці 11 повітря спрямовується у газорозподільний модуль 19 і в адсорбери 20, які за сигналом керуючого блока 21 працюють навперемінно, від повітря відділяється азот. Проміжний ресивер 23 забезпечує рівномірне завантаження устаткування й забезпечує ефективний процес продування і регенерації адсорберів 20 за сигналом керуючого блока 21. Збагачений у газорозподільному модулі 19 азотом газ через проміжний ресивер 23 спрямовується в блоки стискання азоту 22. Для забезпечення необхідної продуктивності азотної компресорної станції може бути введено в роботу кілька паралельно з’єднаних блоків стискання азоту 22. Азотна станція для накачування газоподібного азоту в свердловини газоконденсатних родовищ [5]. Застосування технологій розроблення із використанням методів підтримки пластового тиску може забезпечити підвищення газовіддачі на 10–15 %, а конденсатовіддачі – на 20–30 %. Гостра актуальність проблеми поточного стану енергоресурсів в Україні обумовила визначення шляхів підвищення інтенсифікації пластового тиску з використанням сучасних вторинних технологій активного впливу на свердловини. Зокрема, на Котелевському родовищі Полтавської області погоджено застосування газоподібного азоту, одержаного з атмосферного повітря безпосередньо на місці його використання.

B

Рисунок 1 – Схема азотної компресорної станції

Рисунок 2 – Схема градирні

Journal of Engineering Sciences, Vol. 3, Issue 2 (2016), pp. B 24–B 33.

B 25


У результаті тривалої попередньої роботи ТОВ «МІКЕМ» концерну «НІКМАС» було здійснено розроблення станції блочно-модульного виконання для цілодобового виробництва 50 000 м3/добу газоподібного азоту, спрощена схема якої наведена на рис. 3. Цей комплекс устаткування забезпечує одержання з атмосферного повітря газоподібного азоту концентрацією не менше 99 % із його подальшим накачуванням у свердловину газоконденсатного родовища (ГКР) під тиском до 250 бар. Основні технічні характеристики азотної станції наведені у табл.1. Моніторинг і керування за роботою всього устаткування, що експлуатується в цілодобовому автоматичному режимі, здійснюється з єдиного віддаленого пульта через систему вищого рівня з мінімальною присутністю персоналу. Весь комплекс складається з окремих блоків-боксів виконання, з’єднаних між собою комунікаціями. Устаткування компресорного модуля середнього тиску (відцентровий компресор, компресор стартового повітря, насосний вузол і система керування) монтується усередині одного кон-

B

тейнера (рис.4). Як компресор середнього тиску застосований багатоступеневий компресор відцентрового типу з водяним охолодженням. Він призначений для стискання атмосферного повітря до тиску газорозподілу. Градирня з автоматичним насосним вузлом (рис. 5) призначена для охолодження води, використовуваної як охолоджувальна рідина, що відбирає тепло стисненого повітря на ступенях стискання відцентрового компресора і холодильного осушувача, модуля підготовки повітря і загальної системи керування. Автоматичний насосний вузол призначений для подачі охолодженої рідини до відцентрового компресора і холодильного осушувача (рис. 6). Устаткування модуля підготовки стисненого повітря й операторська (фільтр попереднього і тонкого очищення, холодильний осушувач, система керування станцією) монтуються у контейнері, розділеному всередині перегородкою на операторську зону й технологічний блок.

Рисунок 3 – Спрощена схема впливу на пласт азотом при видобуванні газу: УКПГ - установка комплексної підготовки газу; ПК – повітряний компресор; МАУ – мембранна азотна установка; НКС-нагнітальна компресорна станція

Рисунок 4 – Відцентровий компресор

Рисунок 5 – Градирня з автоматичним насосним вузлом

Рисунок 6 – Холодильний осушувач і система фільтрів

Таблиця 1 – Технічні характеристики азотної станції Найменування параметра Стисливе середовище Середовище, що дотискається Об’ємна продуктивність станції щодо азоту, зведена до нормальних умов Тиск повітря початковий, номінальний Тиск азоту кінцевий надлишковий, не більше Чистота азоту Напруга живлення устаткування станції Загальна споживана потужність устаткуванням станції, не більше Кількість контейнерів з устаткуванням станції Виконання електроустаткування станції Режим роботи B 26

Дослідження робочих процесів у машинах та апаратах

Розмірність Значення атмосферне повітря газоподібний азот м3/с (м3/хв) 0,67 (40) МПа 0,101 (1,033) МПа (кгс/см2) 25 (250) % 99 В 6 000/380/220/24 кВт 950 од. 4 невибухозахисне безперервний


Холодильний осушувач та система фільтрів призначені для очищення стисненого відцентровим компресором атмосферного повітря від механічних домішок та його осушення до заданої точки роси перед подачею в модуль газорозподілу. Фільтри попереднього тонкого очищення, холодильний осушувач (усередині корпусу) обладнані автоматичними конденсатовідвідниками, що забезпечують скидання конденсату в загальну дренажну систему (рис. 7). Система керування станції (рис.7) забезпечує централізоване автоматичне (або ручне) керування устаткуванням модулів станції за допомогою програмного контролера. Модуль компресорів високого тиску, призначений для дотискання газоподібного азоту до заданої величини, складається з групи поршневих дотискних компресорів (рис.8). До складу модуля газорозподілу входять генератори азоту адсорбційного типу, призначені для одержання зі стисненого підготовленого повітря газоподібного азоту заданої чистоти (рис. 9). Блоки-контейнери (рис. 10) являють собою збірну конструкцію, що складається із суцільнозварного каркаса; сендвіч-панелей; декоративних зовнішніх жалюзі; дво- та одностулкових дверей із запірними механізмами. Контейнер обладнаний приливно-витяжною вентиляцією. З боку всмоктування та нагнітання повітря контейнер обладнаний нерегульованими жалюзі, що самовідкриваються під впливом повітряного потоку, створюваного вентиляторами. Система вентиляції в автоматичному режимі підтримує задану температуру усередині контейнера в теплу пору року. Контейнер обладнаний системою робочого й аварійного освітлення відповідно до санітарних норм. Система опалення складається з настінних нагрівачів, що забезпечують відповідний мікроклімат у робочій зоні контейнера в холодну пору року і здійс-

Рисунок 7 – Панель системи керування станції

нюють прогрівання устаткування перед пуском. Для обігрівання контейнера так само використовується тепло, що виділяється в системі охолодження компресорів. При підвищенні температури усередині контейнера вище від заданої (10 °С) опалення автоматично вимикається. Метод штучного впливу на пласти азотом з метою підвищення конденсатовіддачі (сайклінг-процес) [3–6]. Значна кількість ГКР, зокрема і в Україні, уже вироблена або перебуває на завершальній стадії розроблення. Оскільки залишкові запаси рідких вуглеводнів у надрах цієї групи ГКР досить великі (50–60 % від початкових запасів), то існує актуальна проблема підвищення конденсатовіддачі об'єктів, що характеризуються виснаженими енергетичними ресурсами, а саме низьким пластовим тиском. Газовий конденсат є чудовою сировиною для отримання бензину, дизельного палива та ін. Класичний метод сайклінг-процесу, призначений для добування газового конденсату, полягає в такому. Газ, що підіймається на поверхню у суміші з конденсатом, відділяється, очищається й інжектується назад у пласт для піддержання пластового тиску, що сприяє подальшому видобуванню [6]. Фахівцями УкрНДІгазу запропоновано використання замість природного газу азоту, що дозволяє корисно використовувати газ і значно підвищує рівень безпеки [3]. Схема промислової установки подібна до вищенаведеної схеми на рис. 3 В Україні реалізація інноваційних методів застосування інертного газу була виконана на об’єкті ГПУ «Полтавагазвидобування» на Котелевському ГКР. На цьому об’єкті разом із концерном «НІКМАС» введена в експлуатацію азотна адсорбційна станція

Рисунок 8 – Модуль компресора високого тиску

B

Рисунок 9 – Модуль газорозподілення

Рисунок 10 – Блоки-контейнери

Journal of Engineering Sciences, Vol. 3, Issue 2 (2016), pp. B 24–B 33.

B 27


ААВН-40/25 У1 (рис. 11), що одержує газоподібний азот з атмосферного повітря і накачує його в пласт під тиском 25 МПа. Станція працює в автоматичному режимі з передаванням параметрів на автоматизоване робоче місце оператора й оснащена системою віддаленого моніторингу. Для безвідмовної роботи станція ААВН-40/25 У1 обладнана системами КІПіА, електропостачання, приливно-витяжної вентиляції, охолодження устаткування розчином етиленгліколю, диференційнопоздовжнього захисту електричних трансформаторів, освітлення й електроопалення. Станція виконана в блоково-модульному виконанні (рис. 12–15), тобто складається з окремих модулів: модуль компресора низького тиску (МКНТ), модуль підготовки стисненого повітря (МПСП), модуль розподілу повітря (МПП), модуль компресора високого тиску (МКВТ), модуль охолоджувача теплоносія (МОТ), ресивери (азоту і повітря). Атмосферне повітря проходить через МКНТ (рис. 12), де очищається від пилу, стискується до необхідного тиску і накопичується в ресивері повітря.

Стиснене повітря проходить через МПСП (рис. 13), де відбувається остаточне очищення від механічних домішок і масла. Вологовміст повітря знижується до точки роси 3 °С. Сухе чисте стиснене повітря надходить до МРП (рис. 14), де відбувається його розподіл в адсорберах. Збагачене киснем повітря скидається в атмосферу. Азот після МРП накопичується в ресивері азоту (рис. 16). Далі азот стискується в МКВТ (рис. 19) до тиску 25 МПа і нагнітається у свердловину. Для забезпечення надійної роботи устаткування станції ААВН-40/25 У1 передбачене рідинне охолодження за допомогою циркуляції теплоносія (40 % розчин етиленгліколю). Теплоносій за допомогою насосної станції подається в МКНТ і МПСП. Гарячий теплоносій охолоджується в охолоджувачі теплоносія (ОТ). Для нормальної роботи ОТ (градирні випарного типу) необхідно забезпечити подання води для поповнення ємності ОТ (рис. 17). Автоматика станції побудована як ієрархічна дворівнева система і постачається з єдиною системою автоматичного

Рисунок 11 – Робота станції ААВН-40/25 У1 на Котелевському ГКР

Рисунок 12 – Модуль компресора низького тиску станції ААВН-40/25 У1

Рисунок 13 – Модуль підготовки стисненого повітря станції ААВН-40/25 У1

Рисунок 14 – Модуль поділу повітря станції ААВН-40/25 У1

Рисунок 15 – Модуль компресора високого тиску станції ААВН-40/25 У1

B

B 28

Дослідження робочих процесів у машинах та апаратах


керування (САК) і контролю технологічного процесу вироблення і накачування азоту та автоматизованим робочим місцем оператора (АРМ) (рис. 18). З урахуванням позитивних результатів уведення в експлуатацію станції ААВН-40/25 У1 на Котелевському ГКР застосування методів штучного впливу на пласти з метою підвищення конденсатовіддачі, а також заміщення обсягів циркуляційного (буферного) газу з метою його корисного використання, варто вважати найважливішим фундаментальним завданням найближчих років для газодобувної промисловості України. 2.2. Способи попередження, локалізації, гасіння підземних пожеж у вугільних шахтах за допомогою азотних компресорних станцій Застосування пересувних азотних компресорних станцій з мембранним розділовим блоком подані у працях [5, 7–10]. Розробленню і створенню нових ефективних технологій і методів попередження, локалізації та ліквідації наслідків пожеж у багатьох галузях промисловості, забезпечення безпеки ведення гірничих робіт передував ряд надзвичайних ситуацій, що мали місце у вугільній промисловості України, країн ближнього і далекого зарубіжжя. Причиною займання та вибухів у шахтах є непрогнозовані викиди шахтного метану. Для успішної боротьби з вогняною стихією сучасна протипожежна служба повинна мати у своєму розпорядженні різноманітну техніку. Пожежні автомобілі, автонасоси і т. п. – це оснащення, розраховане на застосування води для гасіння пожежі і безпосередньо пов'язане з наявністю її джерела. Багатотонні автоцистерни, використовувані у випадках, коли доступ до джерела води утруднений або навіть

Рисунок 16 – Ресивери повітря і азоту станції ААВН-40/25 У1

неможливий, також не вирішують проблему безперервної подачі води через її запас, що вичерпується. У зв’язку з цим розроблення нових методів гасіння пожеж є одним із найважливіших завдань. На сьогодні відомі та застосовуються різні способи запобігання і гасіння пожеж. Найбільш ефективний з них полягає у створенні інертного газового середовища в ізольованому просторі вогнища пожежі. Необхідна для цього техніка будується на сучасних високих технологіях. Вивчивши світову практику одержання інертних газових середовищ, технічні рішення, застосовувані провідними виробниками аналогічного устаткування, АТ «НВАТ «ВНДІкомпресормаш» у 2003 р. розробило проект, виготовило і випробувало дослідний зразок азотної мембранної ґвинтової пересувної станції АМГП-15/0,7С У1. Для забезпечення вищезазначених параметрів у складі станції в якості газороздільного устаткування застосовані повітророздільні мембрани виробництва світового лідера в даній галузі – фірми Parker (США). З урахуванням вимог до мобільності у станції застосована повітряна система охолодження стисненого повітря. Принцип дії мембранних газороздільних установок ґрунтується на різній швидкості проникнення газів через полімерну мембрану під дією перепаду парціальних тисків на мембрані. Кожний компонент повітряної суміші, що надходить у надмембранний простір на поділ, має свою швидкість проникнення, що залежить від його здатності розчинятися в мембрані і проникати через неї. Моделювання процесів поділу повітря в порожнистоволоконних модулях (рис. 19) дозволило оптимізувати конструкцію газороздільних модулів азотних мембранних компресорних станцій.

Рисунок 17 – Охолоджувач теплоносія станції ААВН-40/25 У1

Рисунок 18 – САУ станції ААВН-40/25 У1

B

а б Рисунок 19 – Розподіл тиску по довжині порожнистоволоконних мембран (а) і розподіл тиску по довжині волокна в міжволоконному просторі (б)

Journal of Engineering Sciences, Vol. 3, Issue 2 (2016), pp. B 24–B 33.

B 29


а

б Рисунок 20 – Типові експериментальні результати залежностей продуктивності газороздільних мембранних блоків від концентрації (а) і температури (б)

Таблиця 2 – Характеристики ступеня добування газоподібного азоту Марка установки УА βА АМГП-0,25/1,2 0,99 0,125 АМВ-2,5/0,7 0,95 0,328 АМВ-5,5/0,7 0,95 0,360 АМГП-15/0,7 0,95 0,344 НД-20/33 0,95 0,483 СД-10/250 0,95 0,483 Таблиця 3 – Технічна характеристика станції АМГП-15/0,7 С У1 Характеристика Продуктивність станції за азотом, м/хв Тиск нагнітання азоту (надлишковий), МПа Концентрація азоту на виході зі станції, % Габаритні розміри (довжина×ширина×висота), мм Маса, кг

βА /(βА)max 0,16 0,43 0,48 0,46 0,64 0,64

Значення 15 0,7 до 97 12 000×2 500×4 000 32 000

Таблиця 4 – Вміст масла в стисненому повітрі, що подається компресорами різних типів Тип компресорів Вміст масла в стисненому повітрі, мг/м Ґвинтові сухого стиснення Відсутнє Відцентрові 0,001–0,010 Ґвинтові маслозаповнені 2–15 Поршневі, що змащуються 2–10 Безмасляні поршневі 0,001–0,010

B

На рисунку 20 показані типові експериментальні результати залежностей продуктивності газороздільних мембранних блоків від концентрації і температури. Запропоновано також використовувати додатково зріджувач газоподібного азоту. Розрахункові значення коефіцієнтів добування газоподібного азоту подані в табл. 2. Величиною УА позначена концентрація азоту в потоці азоту на виході з мембранного модуля, βА – коефіцієнт добування газоподібного азоту, (βА)max – максимальне значення коефіцієнта добування. Наявність зріджувача дозволить напрацювати деякий запас рідкого азоту завчасно, а також у процесі проходження станції до місця призначення у випадку використання дизельного привода компресора. Мембранні картриджі змонтовані в мембранному модулі (рис. 21), з’єднані між собою складною системою технологічного устаткування. Керування процесом розподілу стисненого повітря на азот і супутні

B 30

компоненти (пермеат) здійснюється за допомогою мікропроцесорної системи керування, створеної на сучасній елементній базі. Для забезпечення безвідмовної роботи мембранного модуля упродовж усього терміну служби станції особливу увагу приділили якості повітря, що подається на поділ у мембранний модуль. Загальний вигляд станції наведено на рис. 21, а технічні характеристики – в таблиці 3.

Рисунок 21 – Станція АМГП-15/0,7 С У1

Дослідження робочих процесів у машинах та апаратах


Рисунок 22 – Мембранний модуль станції АМГП-15/0,7 С У1

Необхідність забезпечення цих вимог обумовила розроблення і використання в складі станції ґвинтового компресорного агрегата сухого стиснення. Застосування таких компресорів дозволяє позбутися проблеми очищення стисненого повітря від масла, що значно зменшує вартість додаткових систем осушування, витрати на обслуговування й експлуатацію у зв'язку з невеликим обсягом усіх видів технічного обслуговування та збільшених міжремонтних термінів. Результати аналізу вмісту масла в стисненому повітрі, що подається компресорами різних типів, наведені в табл. 4. Як бачимо, найменший вміст масла в стисненому повітрі у ґвинтових компресорів сухого стиснення, безмасляних поршневих і відцентрових. Порівнюючи ґвинтові компресори сухого стиску з поршневими, можна сказати, що основні труднощі при створенні й експлуатації безмасляних поршневих компресорів стискання обумовлені необхідністю підбору пар тертя «циліндр – поршневі кільця», що працюють в умовах високих температур і більших швидкостей. Це значно знижує їх надійність і ресурс роботи. Крім того, поршневі компресори мають потребу в щоденному технічному обслуговуванні, більш трудомісткому, ніж обслуговування ґвинтових. Ґвинтові компресори сухого стиснення у двоступінчастому виконанні мають більші перспективи для застосування в промисловості при тиску робочого середовища до 1,15 МПа, що обумовлено їх надійністю і більшим ресурсом роботи, що досягає 100 000 годин і більше. Крім того, якщо буде потреба очищення повітря від масла і його осушування при застосуванні маслозаповнених компресорів, вартість додаткового устаткування може перевищити вартість компресора. При цьому значно зростають і витрати на технічне обслуговування, заміну фільтрів і т. п., а якість наданого споживачеві повітря за вмістом масла поліпшується незначно й залишається недостатньою для сучасних промислових технологій. Найсучасніші методи очищення, що використовують комбіновані системи, які містять мікрофільтри, осушувачі й адсорбери, наприклад адсорбційні осушувачі, дозволяють знизити вміст масла лише до 0,003 мг/м3.

Рисунок 23 – Принципова схема станції АМГП-15/0,7 С У1: 1 – фільтр; 2 – компресор сухого стиснення; 3 – кінцевий повітроохолоджувач із підтриманням заданої температури; 4 – блок підготовки повітря; 5 – мембранний блок

При застосуванні маслозаповнених компресорів необхідно також ураховувати таку важливу проблему, як утилізація конденсату стисненого повітря. Це дорогий процес, тому що конденсат на 97 % складається з води. Навіть застосування сепараторів з відділення масла від води гарантує залишковий вміст масла у воді близько 20 мг/м3. Застосування ґвинтових компресорів сухого стиснення дозволяє простіше і якісніше вирішувати питання утилізації, що важливо при вирішенні проблем охорони довкілля. У станції АМГП-15/,07 С У1 застосований ґвинтовий компресорний агрегат сухого стиснення, розроблений на базі ґвинтового блока CD-26D виробництва фірми GHH-RAND. Принципова схема станції наведена на рис. 23. Атмосферне повітря через фільтр (0,01 мкм) надходить на всмоктування двоступінчастого компресорного агрегата сухого стиснення. Стиснуте до 1,1 МПа повітря охолоджується в кінцевому повітроохолоджувачі до необхідної температури, після чого надходить у блок підготовки повітря. У блоці підготовки повітря очищається від механічних включень, а також осушується до температури точки роси 3 °С. Потім підготовлене повітря подається в мембранний блок, де відбувається його поділ на азот та інші компоненти (рис. 22). Керування станцією автоматичне трирівневе: місцеве, дистанційне та віддалене. Характеристики системи віддаленого моніторингу включають одночасну роботу в реальному часі декількох користувачів із декількома пристроями; практичне накопичення необмеженого обсягу інформації; гнучку систему комунікацій і моніторингу; безпечне передавання даних (можливість шифрування); використання стандартних інфраструктур (GSM/GPRS, Internet, OPC); використання відкритих протоколів передавання даних (ModBus, TCP/IP, SMTP, FTP і т. п.); можливість роботи із пристроями сторонніх виробників. При цьому рівень пристроїв дозволяє здійснювати моніторинг і керування пристроєм або групою пристроїв. Використовується контролер COMCONT-М з енергонезалежною пам’яттю, у якій накопичується інформація про аварії, події і дані, що може бути задіяна в режимі ретро. Зв’язок із контро-

Journal of Engineering Sciences, Vol. 3, Issue 2 (2016), pp. B 24–B 33.

B 31

B


лером здійснюється через інтерфейс стандарту RS232/RS485, протокол ModBusRTU. Конструктивно станція складається з трьох модулів: компресорного агрегата, підготовки повітря і системи КІП і А, мембранного модуля. Станція успішно пройшла заводські випробування на підприємстві-виготовлювачі та приймальні випробування в замовника. Наприкінці 2003 р. станція АМГП15/0,7 С У1 була застосована при гасінні пожежі на двох шахтах Донбасу (рис. 24). Оперативно доставлена на місце аварії станція успішно зарекомендувала себе в реальних умовах пожежогасіння, подавши в гірничу виробку (зону горіння) 62 000 м3 азоту. За допомогою станції АМГП-15/0,7 С У1 пожежа була ліквідована впродовж 72 годин.

3. ВИСНОВКИ Основним досягненням виконаних робіт є удосконалення та розроблення нових технологій для освоєння родовищ газоподібних, рідких та твердих вуглеводнів на базі компресорного обладнання нового покоління. Завдяки освоєнню мембранних установок для промислового одержання азоту і належного компресорного обладнання вдалося інтенсифікувати добування вуглеводнів і значно підвищити безпечність виконання робіт у промислових умовах. Вітчизняні компресорні установки та технології для видобування вуглеводнів широко випробувані в реальних умовах і відповідають світовому рівню.

Рисунок 24 – Робота дивізіону азотних пересувних станцій при гасінні пожежі на шахті ім. О. Ф. Засядька

Development of compressor equipment for technologies of hydrocarbons extraction using nitrogen G. V. Kirik1), P. E. Zharkov2), G. A. Bondarenko3), B. A. Blyuss4), V. G. Shevchenko5), M. M. Lyakh6) 1) Concern

“Nicmas”, 6, Kursky Av., 40020, Sumy, Ukraine; NVAT “VNDIkompresormash”, 6, Kursky Av., 40020, Sumy, Ukraine; 3) Sumy State University, 2, Rymskogo-Korsakova Str., 40007, Sumy, Ukraine; 4), 5) Institute of Geotechnical Mechanics under the NAS of Ukraine, 2a, Simferopol Str., 320600, Dnipro, Ukraine; 6) Ivano-Frankivsk National Technical University of Oil and Gas, 15, Karpatska Str., 76019 Ivano-Frankivsk, Ukraine 2)

This article provides an overview of the results of research and development work aimed at the development and implementation of technologies compressor using nitrogen to extract hydrocarbons. Nitrogen as the most affordable gas, is used as a neutral environment while performing a variety of works: gas injection into wells to stabilize the reservoir pressure in the development of oil and gas fields, gas condensate production, as well as the performance of repair work and testing of pipelines. A significant role is played by the use of nitrogen for extinguishing fires in coal mines. The implementation of these technologies requires the design and development of domestic production of the compressor equipment. The article gives some examples of developments of compressor stations based on screw and piston compressors, which meet modern requirements of efficiency, reliability, ergonomics and ecology, equipped with systems of control and regulation on the basis of controllers. The description and characteristics of the compressor equipment, and some results of the implementation compressors and technologies using nitrogen as a neutral environment.

B

Keywords: hydrocarbon production technologies, compressors, nitrogen stations.

B 32

Дослідження робочих процесів у машинах та апаратах


Разработка компрессорного оборудования для технологий добычи углеводородов с использованием азота Г. В. Кирик1), П. Е. Жарков2), Г. А. Бондаренко3), Б. А. Блюсс 4), В. Г. Шевченко5), Н. Н. Лях6) 1) Концерн

«Никмас», просп. Курский, 6, 40020, г. Сумы, Украина; НПАО «ВНИИкомпрессормаш», просп. Курский, 6, 40020, г. Сумы, Украина; 3) Сумский государственный университет, ул. Римского-Корсакова, 2, 40007, г. Сумы, Украина; 4), 5) Институт геотехнической механики НАН Украины, ул. Симферопольская, 2а, 320600, г. Днепр, Украина; 6) Ивано-Франковский национальный технический университет нефти и газа, ул. Карпатская, 15, 76019, г. Ивано-Франковск, Украина 2)

В статье приведен обзор итогов опытно-конструкторских работ, направленных на разработку и внедрение компрессорных технологий с использованием азота для добычи углеводородов. Азот как наиболее доступный газ используется в качестве нейтральной среды при выполнении различных работ: нагнетание газа в скважины для стабилизации пластового давления при разработке газонефтяных месторождений, добыча газового конденсата, а также при выполнении ремонтных работ и испытании газопроводов. Значительную роль играет использование азота для тушения пожаров в угольных шахтах. Реализация этих технологий требует разработки и освоения производства отечественного компрессорного оборудования. В статье приведены некоторые примеры разработок компрессорных станций на базе винтовых и поршневых компрессоров, которые соответствуют современным требованиям по эффективности, надежности, эргономичности и экологии, оборудованы системами контроля и регулирования на базе контроллеров. Приведено описание и характеристики компрессорного оборудования, а также некоторые результаты внедрения компрессоров и технологий с использованием азота, как нейтральной среды. Ключевые слова: технологии добычи углеводородов, компрессорное оборудование, азотные станции.

СПИСОК ВИКОРИСТАНИХ ДЖЕРЕЛ 1. Булат А. Ф Научно-технические основы создания шахтных когенерационных энергетических комплексов / А. Ф. Булат, И. Ф. Чемерис. – Киев : Наукова думка, 2006. – 174 с. 2. Jariwala A. (MTR Inc.). Nitrogen – rejecting membranes to increase gas heating value and recover pipeline natural gas: a simple wellhead process approach, presented at IPEC Conference, Houston, TX, November 2005 [Electronic resource]. – Access mode : www.mtrinc.com/publications/NG03%20IPEC 2005%20Paper.pdf. 3. Бікман Є. С. Перспективи впровадження технології підтримання пластового тиску з використанням азоту на газоконденсатних родовищах НАК «Нафтогаз України» / Є. С. Бікман, В. В. Дячук // Компрессорное и энергетическое машиностроение, 2012. – № 2 (20). – С. 17–20. 4. Бікман Є. С. Оптимізація розробки газоконденсатних родовищ в умовах низьких робочих тисків / Є. С. Бікман, І. А. Мєдведєв, С. І. Середа, К. С. Курочкин // Компрессорное и энергетическое машиностроение, 2011. – № 3 (25). – С. 34–36. 5. Жарков П. Е. Газовые компрессорные станции. Опыт разработки : монография / П. Е. Жарков, Г. А. Бондаренко, В. Н. Радзиевский.– Сумы : Университетская книга, 2015. – 285 с.

6. Бондаренко Г. А. Технологія використання стиснених газів / Г. А. Бондаренко, В. І. Мілованов, В. М. Ярошенко. – Одеса : Зовнішрекламсервіс, 2015. – 449 с. 7. Применение азотных машин для обеспечения безопасной работы предприятий угольной и нефтегазовой отраслей / Г. В. Кирик, Ю. В. Бережной, А. Д. Стандник, А. Аламус // Компресоорное и энергетическое машиностроение. – 2007. – № 1 (7). – С. 7–11. 8. Zennaro R. Oil Gas Europian Magazine. – Issue 2/7. – P. 88–91. 9. Cмоланов С. Н. Использование азотных мембранных винтовых установок передвижных станций АМВП15/0.7 С У1 при ликвидации сложных подземных аварий на угольных шахтах Украины / С. М. Смоланов // Компрессорное и энергетическое машиностроение.– 2005.– № 1 (1).– С. 32–35. 10. Визначення ефективності застосування азотних мембранних установок для ліквідації пожеж / О. О. Сізіков, В. О. Чеповський, К. І. Соколенко та ін. // Компрессорное и энергетическое машиностроение. – 2006. – № 2 (4). – С. 35–36.

REFERENCES 1. Bulat, A. F., Chemeris, I. F. (2006). Naucjno-tehnicheskie osnovy sozdaniya sozdaniya kogeneratsyonnyh energetisheskih kompleksov. Kyiv, Naukova dumka [in Russian]. 2. Jariwala, A. (2005). Nitrogen – rejecting membranes to increase gas heating value and recover pipeline natural gas: a simple wellhead process approach. IPEC Conference, Houston, [Electronic resource]. – Access mode: www.mtrinc.com/ publications/NG03%20IPEC2005%20Paper.pdf. 3. Bikman, Ye. S., Dyachuk, V. V. (2012). Perspektyvy vprovadzhennia tehnologii pidtrymannia plastovogo tysku z vykorystannyam azotu na gazokondensatnyh rodovyshchah NAK “Naftogaz Ukrainy”. Kompressornoye i energeticheskoye mashynostroenie, 2 (20), 17–20 [in Ukrainian]. 4. Bikman, Ye. S., Medvedev, I. A., Sereda, S. I., Kurochkin, K. S. (2011). Optymizatsiya rozrobky gazokondensatnyh rodovyshch v umovah nyzkyh robochyh tyskiv. Kompressornoye i energeticheskoye mashynostroenie, 3 (25), 34–36 [in Ukrainian]. 5. Zharkov, P. E., Bondarenko, G. A., Radziyevskiy, V. N. (2015). Gazovyie kompressornyie stantsyi. Opyt razrabotki. Monography, Sumy, University book [in Russian].

6. Bondarenko, G. A., Milovanov, V. I., Yaroshenko, V. M. (2015). Technologiya vykorystannya stysnenyh gaziv. Odesa, Zovnishreklamservis [in Ukrainian]. 7. Kirik, G. V., Berezhnoy, Yu. V., Stadnik, Alamus, A. (2007). Primeneniye azotnyh mashyn dlya obespecheniya bezopasnoy raboty predpriyatiy ugolnoy i neftegazovoy otrasley. Kompressornoye i energeticheskoye mashynostroenie, 1 (7), 7–11 [in Russian]. 8. R. Zennaro, R. Oil Gas Europian Magazine, 2/7, 88–91. 9. Smolanov, S. N. (2005). Ispolzovaniye azotnyh membrannyh vintovyh ustanovok peredvizhnyh stantsyi AMVP – 15/0.7 SU1 pri likvidatsyi slozhnyh podzemnyh avariy na ugolnyh shahtah Ukrainy. Kompressornoye i energeticheskoye mashynostroenie, 1 (1), 32–35 [in Russian]. 10. Sizikov, O. O., Chepovskyi, K. I., Sokolenko, K. I. Et al. (2006). Vyznachennya efektyvnosti zastosuvannya azotnyh membrannyh ustanovok dlya likvidatsiyi pozhezh. Kompressornoye i energeticheskoye mashynostroenie, 2 (4), 35–36 [in Ukrainian].

Journal of Engineering Sciences, Vol. 3, Issue 2 (2016), pp. B 24–B 33.

B 33

B


ЖУРНАЛ ІНЖЕНЕРНИХ НАУК JOURNAL OF ENGINEERING SCIENCES ЖУРНАЛ ИНЖЕНЕРНЫХ НАУК Website:http://jes.sumdu.edu.ua/ Том 3, № 2 (2016)

B

25 листопада 2016 р. виповнилось 90 років видатному науковцю сучасності, всесвітньо відомому вченому в галузі гідродинаміки, вібронадійності та герметичності роторних машин, засновнику наукового напрямку «Гермомеханіка», талановитій людині, гарному вчителю, заслуженому діячеві науки і техніки України, заслуженому професору Сумського державного університету, почесному доктору “honoris causa”, доктору технічних наук, професору, професору кафедри загальної механіки та динаміки машин Сумського державного університету Володимиру Альбіновичу Марцинковському. Із 1957 р. Володимир Альбінович працював молодшим науковим співробітником лабораторії гідромашин АН УРСР (нині – Інститут проблем машинобудування ім. акад. А. М. Підгорного НАН України), де проводив експериментальні та теоретичні дослідження вібрацій високонапірних живильних насосів. Із 1 квітня 1960 р. переведений до Спеціального конструкторського бюро живильних насосів, нині – Всеукраїнський науково-дослідний інститут атомного та енергетичного насособудування ВНДІАЕН, м. Суми. Працював начальником розрахунково-експериментального відділу, заступником головного інженера з наукової роботи. У грудні 1964 р. без відриву від виробництва захистив кандидатську дисертацію. З 1972 р. – завідувач кафедри теоретичної механіки (у квітні 1995 р. кафедра була перейменована на кафедру «Загальної механіки та динаміки машин»). 28 червня 1974 р. захистив докторську дисертацію за фахом «Гідравлічні машини та гідропневмоагрегати». 7 квітня 1978 р. ВАК СРСР йому присвоєне вчене звання професора. З 1976 р. Володимир Альбінович беззмінний голова оргкомітетів міжнародних науково-технічних конференцій «Герметичність, вібронадійність та екологічна безпека насосів і компресорів». У 1997 р. за вагомий особистий внесок у розвиток національної освіти, успіхи у навчанні і вихованні молоді йому присвоєне почесне звання «Заслужений діяч науки і техніки України». 9 грудня 2004 р. отримав звання почесного професора Сумського державного університету. У 2008 р. Володимир Альбінович Марцинковський нагороджений почесною відзнакою Сумської міської ради «За заслуги перед містом». У 2009 р. за значний вклад у насособудування отримав міжнародну нагороду наукового журналу “Pompy Pompownie”, Республіка Польща. У 2010 р. отримав звання доктора honoris causa Політехніки Свєнтокжиської, м. Кельце, Республіка Польща. У 2011 р. отримав почесний знак «За наукові досягнення» від голови Сумської обласної державної адміністрації. Володимир Альбінович працював не лише у галузі розв’язання складних наукових задач, а й активно займався спортом, зокрема, альпінізмом і гірським туризмом. Зі своїми учнями він підкорив не одну гірську вершину і не один перевал. У 1992 році проф. В. А. Марцинковський започаткував підготовку фахівців за спеціальністю «Динаміка і міцність», зараз вона має 4-й рівень акредитації, на ній випускають спеціалістів та магістрів відповідного профілю, які користуються попитом промислових підприємствах та науково-дослідних установ регіону. Для нової спеціальності він розробив і викладав курси лекцій з таких дисциплін: теорія коливань лінійних і нелінійних систем, гермомеханіка, теорія автоматичного керування, основи операційного числення, аерогідродинаміка, гідродинаміка дроселювальних каналів, автоматичні урівноважувальні пристрої відцентрових машин. Завдяки зусиллям В. А. Марцинковського був створений новий науковий напрям «Гермомеханіка», що відображає новітні досягнення багатьох фундаментальних і прикладних наук. Під науковим керівництвом проф. В. А. Марцинковського викладачами та співробітниками кафедри захищено 3 докторські і 26 кандидатських дисертацій. Професор В. А. Марцинковський є автором понад 300 друкованих наукових та навчально-методичних праць, багато з яких використовуються як навчальні посібники. За роки своєї наукової, науково-педагогічної праці професор В. А. Марцинковський став визнаним ученим не лише в Україні, а й далеко за її межами. До 2014 р. Володимир Альбінович був головним редактором журналу «Вісник СумДУ. Серія Технічні науки». Подальший розвиток технічної серії журналу і одночасне становлення наукових шкіл за спеціальностями, які сформувалися в університеті в цій галузі, надали передумови для створення наукового фахового видання «Журнал інженерних наук». Редколегія «Журналу інженерних наук» вітає ювіляра і бажає Володимиру Альбіновичу міцного здоров’я та нових творчих звершень! B 34

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, № 2 (2016) УДК 66.01.011

Зниження техногенного навантаження на довкілля при проведенні процесу абсорбції аміаку у содовій промисловості В. Ф. Моїсєєв1), Є. В. Манойло1), А. О. Грубнік2) 1), 2) Національний технічний університет «Харківський політехнічний інститут», вул. Фрунзе, 21, 61002, м. Харків, Україна

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

Correspondent Author's Address: 10 November 2016 23 November 2016 01 December 2016

2)

gr_alia@mail.ru

Наведені результати досліджень ефективності роботи існуючих конструкцій абсорберів содового виробництва для здійснення очищення газових викидів від аміаку. Визначені основні джерела викидів аміаку у виробництві кальцинованої соди та показані недоліки роботи діючого обладнання. Захист повітряного басейну від забруднення промисловими викидами є однією з важливих проблем сучасності, що тією чи іншою мірою охоплює практично всі країни світу незалежно від рівня їх промислового розвитку. Вона не визнає територіальних кордонів. Тому створення нових конструкцій апаратів для очищення, удосконалення діючої газоочисної апаратури є єдиним шляхом для зростання обсягів господарської діяльності та розширення виробництва. На підставі аналізу конструкцій та показників роботи абсорбційних апаратів обґрунтована доцільність створення нової конструкції вихрового апарата, що дозволить підвищити ступінь очищення, зменшити виробничі площі, які займає газоочисне обладнання, та скоротити енергетичні витрати на проведення процесу очищення.

G

Ключові слова: аміак, екологія, кальцинована сода, абсорбція, вихровий абсорбер, барботажний принцип, масообмінний апарат, газові викиди, очищення, хімічна промисловість, вихровий апарат.

1. ВСТУП

2. ОСНОВНА ЧАСТИНА

У виробництві кальцинованої соди головними джерелами газових викидів є процеси енергозабезпечення та процеси випалу вапняку [1]. Після карбонізації амонізованого розсолу не досягаються санітарні норми очищення газових викидів від аміаку. Через один промивач газів колон-2 витрата газів досягає 10 000 м3/год. При ПДВ = 50 мг/м3 концентрація аміаку в газовому викиді перебуває у межах 0,1–0,2 г/м3. Екологічні проблеми регіонів, де розташовані виробництва кальцинованої соди,– це насамперед забруднення орних земель, річок, повітря та ін. У той самий час майже в усіх країнах світу проблема відходів розглядається як пріоритетна з відповідною державною підтримкою. Потенційні руйнівні ефекти відходів, що прогнозуються на майбутнє, змусили останнє десятиріччя сконцентрувати зусилля вчених та урядів Європейського співтовариства для того, щоб взяти проблему відходів під контроль. Виходячи з цього, науково-дослідні праці і дослідження за напрямками, які дозволяють зменшувати кількість відходів та розроблення методів їх утилізації, є актуальними не лише для України, а й усього світу.

2.1. Аналіз літературних даних та постановка проблеми Однак у технології виробництва кальцинованої соди, окрім проблем екології, значні капітальні витрати покладені на обладнання. Висока матеріаломісткість обладнання в технології виробництва кальцинованої соди сьогодні стримує та зменшує подальші темпи інтенсифікації виробництва соди. Основним принципом роботи діючих масообмінних апаратів у виробництві кальцинованої соди є барботажний. Основним матеріалом для виготовлення апаратів є чавун. Загальна матеріаломісткість колонного обладнання виробництва соди досягає більш ніж десяти тисяч тонн через велике число ступенів із теплообмінними поверхнями та великий діаметр апаратів. Проблема створення сучасних компактних апаратів для виробництва кальцинованої соди є актуальною як в основній технології виробництва, так і в технології очищення газових викидів від аміаку. Необхідно зазначити, що за конструкцією ступені барботажних апаратів виконані однаковими як для абсорбції газів низької концентрації, так і для газів

Journal of Engineering Sciences, Vol. 3, Issue 2 (2016), pp. G 1–G 7.

G1


G

високої концентрації, хоча вимоги з бризковинесення для тих та інших відрізняються в десятки разів. У сучасному виробництві кальцинованої соди також складна екологічна обстановка. У виробництві останньої після процесу карбонізації газова фаза спрямовується в перший, а потім у другий промивач газів. Газовий потік після другого промивача газів проходить через бризкоуловлювач та викидається в атмосферу. Охолодження газів з одночасною абсорбцією частини діоксиду вуглецю відбувається в першому промивачі газів колон-1. У другому багатоступеневому промивачі аміак уловлюється розсолом до залишкової концентрації 0,1–0,2 г/м3. У цьому газовому викиді в атмосферу концентрація оксиду вуглецю досягає 2 г/м3. Очищення газового потоку від оксиду вуглецю, спів вимірною за токсичністю з аміаком, зовсім не здійснюється. Із літератури відомо, що очищення газу від оксиду вуглецю можна здійснити на різноманітних каталізаторах [2]. Однак ефективність будь-якого відомого каталізатора для очищення газів від оксиду вуглецю в умовах виробництва соди швидко знижується. Це можна пояснити тим, що на каталізаторі утворюються солі. У результаті бризковинесення рідкої фази із другого промивача газів колон утворюються карбонатні, амонійні солі та сіль хлористого натрію. При нагріванні на каталізаторі розчини солей висихають і твердіють. Відомо, що кристали солей, які осідають на поверхні каталізатору, будуть не лише різко зменшувати ефективність роботи будь-якого каталізатора, а навіть повністю закривати активну поверхню. У зв’язку із цим промивач газів колон-2 є перспективним і повинен забезпечувати виконання ряду жорстких вимог не лише щодо ефективності абсорбції аміаку, але і щодо максимальної ліквідації бризковинесення рідкої фази. Крім того, у складі потоку відхідних газів після другого промивача газів колон знаходяться оксиди азоту з концентрацією 0,15–0,25 г/м3, що значно перевищує допустиму концентрацію газового викиду. 2.2. Об'єкт, мета та завдання дослідження Об’єкт дослідження – процес очищення газових викидів у виробництві кальцинованої соди в існуючих апаратах. Метою дослідження є розроблення принципово нових компактних та високоефективних вихрових апаратів. Каталітичне очищення газових потоків від суміші вуглеводнів, оксиду вуглецю та оксидів азоту після роботи печей випалу вапняку є складним процесом. Розроблення компактних апаратів для очищення газових викидів, крім великого значення для виробництва кальцинованої соди, має значний вплив на вирішення комплексу складних науково-технічних проблем охорони довкілля. Технологічна схема виробництва соди за маловідходною технологією наведена авторами [4]. При цьому одним із головних завдань виробництва є уловлювання діоксиду вуглецю та аміаку. Ефективне очищення газового потоку перед викидом в атмосферу стало складною науковотехнічною проблемою, яка має важливе економічне, екологічне та соціальне значення. Тому, незважаю-

G2

Інженерна екологія

чи на високу досконалість технології виробництва кальцинованої соди, виникла необхідність подальшого розвитку процесів, апаратів і технологій, що забезпечують екологічну безпеку підприємства. Потрібні принципово нові підходи до проектування високопродуктивних компактних апаратів, що повинні базуватися на законах статики і кінетики процесів, що відбуваються при абсорбції суміші аміаку з діоксидом вуглецю. Для досягнення поставленої мети необхідно вирішити такі завдання: – провести аналіз роботи діючого обладнання; – обґрунтувати доцільність створення високоінтенсивних абсорберів. 2.3. Дослідження роботи існуючих абсорберів У результаті роботи печей випалу вапняку в газовому викиді процесу карбонізації утворюються оксид вуглецю та оксиди азоту. На практиці перед карбонізацією очищення газового потоку після печей випалу вапняку полягає тільки в очистці газу від пилу. Процес очистки газового потоку проходить у декілька стадій: – сухе очищення газів від пилу в циклоні; – мокре очищення газів водою в трубі Вентурі; – мокре очищення газів водою в насадній колоні; – очищення газів від аерозолів в електрофільтрі. Вода, що дозується в апараті мокрого очищення, уловлює пил та охолоджує газ, а також одночасно уловлює частину вуглеводнів. У результаті утворюються стічні води. Уловлені водою вуглеводні складають основну частину токсичності утворених стічних вод. У весняний період концентрація нафтопродуктів у стічній воді після її очищення на деяких підприємствах досягає 250 мг/л, що в 5 000 разів вище від ГДК. У стічній воді одночасно із уловленим пилом міститься фенол та інші токсичні речовини. Однак на содових виробництвах практично не проводять очищення стічних вод від фенолу. Високоефективне каталітичне очищення сильно запиленого газу важко застосовне, а подальша утилізація тепла при запиленому газовому потоці є громіздкою. Це робить неможливим застосування ефективного каталітичного очищення газового потоку безпосередньо після печей випалу вапняку. У зв’язку з цим, на нашу думку, каталізатор каталітичного газоочищення повинен бути застосований лише після другого промивача газів колон карбонізації та лише після максимальної ліквідації бризковинесення із нього. Збиток, що наноситься газовими викидами через: токсичність речовин; зростаючу корозію будівель, споруд та обладнання; зростаючу загибель лісів, ґрунту та водних басейнів; зростаючу вірогідність екологічної катастрофи. Як відомо, збиток, що наноситься викидом токсичних речовин, може бути непередбачувано великим та навіть несумісним із прибутком від основної технології [3]. Через це стає очевидним, чому розвинені країни намагаються розташувати екологічно небезпечні технології далеко за межами своїх кордонів. У виробництві кальцинованої соди у відхідних газах після промивача газів колон-2 залишається


суміш токсичних газів: аміак, бризки розсолу, оксид вуглецю, вуглеводні та оксиди азоту [4]. Їх сумарна концентрація досягає 2,3 г/м3. Основну частку в цій сумарній концентрації токсичних речовин займає оксид вуглецю – до 2 г/м3. Оксиди азоту містяться у вигляді NO. Концентрація NO перебуває у межах 0,1–0,2 г/м3. Основним джерелом оксиду вуглецю, вуглеводнів та оксиду азоту у відхідних газах після промивача газів колон-2 є не колона карбонізації амонізованого розсолу, а піч випалу вапняку, де утворюється основний технологічний газ СО2. У газовому потоці після печей випалу вапняку одночасно міститься велика кількість твердих та газоподібних речовин. Сукупність речовин прямує із газовим потоком із печі випалу вапняку, проходить сухе очищення від пилу в циклоні, потім мокре очищення водою в трубі Вентурі та остаточне мокре очищення в насадній колоні з електрофільтром. Після цього потік компресором подається на абсорбцію СО2 в колони карбонізації. Після абсорбції СО2 газовий потік рухається в промивачі газу (в промивач-1, а потім у промивач-2). У колонах карбонізації аміак десорбує із амонізованого розсолу. У першому промивачі газовий потік охолоджується. Тут уловлюється деяка кількість діоксиду вуглецю. В другому промивачі уловлюється аміак. Після другого промивача газ викидається в атмосферу. Очищення газового потоку від усіх компонентів є складною науково-технічною проблемою, що має важливе економічне та екологічне значення. В діючих виробництвах газовий потік після печей випалу вапняку очищується лише водою. Витрата води досягає 17 тис. м3/доб. Рециклу щодо води немає. Очищення стічних вод здійснюється в фільтрах, заповнених кварцовим піском. У весняний період концентрація нафтопродуктів у потоці стічних вод різко збільшується. Останнє пояснюється тим, що у весняний період кокс та вапняк мокрі. Тому горіння коксу в печі випалу вапняку погіршується. Навесні у точці скидання стічних вод концентрація фенолу збільшується до 50 разів. Окрім бризок амонізованої рідини та газоподібного аміаку, з газовим потоком у ПГКЛ-2 надходять залишки діоксиду вуглецю, оксид вуглецю, вуглеводні, сірководень та оксиди азоту. В одному апараті очистити такий газовий потік неможливо. Аналіз закономірностей процесу карбонізації показує, що висока концентрація аміаку в газовому потоці, що виходить із колони карбонізації, неминуча. Пояснюється це тим, що у верхній частині колони карбонізації температура амонізованого розсолу перебуває у межах 60–68 °С. При цьому рівноважна концентрація аміаку в газі над гарячою рідиною досягає 100 г/м3, що у 5 000 разів більше від допустимої норми викиду газів в атмосферу. Зрозуміло, що такий газ потрібно ефективно очищувати. Для прискорення абсорбції аміаку потрібні апарати, що забезпечують максимальне значення коефіцієнта дифузії та мінімальну товщину плівки, як газу, так і рідини. Тому для інтенсифікації процесу абсорбції аміаку розсолом необхідні підвищена турбулізація газової фази та швидке оновлення поверхні контакту фаз.

У зв’язку з цим перспективними є контактні пристрої з підвищеною швидкістю газового потоку та підвищеним ступенем оновлення площі повної поверхні контакту фаз. До таких пристроїв належать пристрої вихрового типу. Площа повної поверхні контакту фаз в одиниці об’єму ступеня апарата максимальна для насадних колон та апаратів із плоскопаралельною насадкою. Наприклад, для промислових насадних колон питома площа поверхні контакту фаз досягає 200 м2/м3 і більше. Однак коефіцієнт масопередачі, віднесений до одиниці поверхні контакту фаз у насадних колонах, найменший порівняно з іншими апаратами та перебуває в межах величин, що визначаються для плівкової колони [5]. Виняток становлять насадні колони, що працюють у режимі «захлинання», коли швидкість газу в колоні збільшена до значень швидкості «витання» частинок. При цій швидкості протитечія між газом та рідиною зберігається, хоча рідина зависає у великій кількості, перебуваючи у турбулізованому стані. Цей спосіб інтенсифікації відкрито академіком В. В. Кафаровим. Однак на практиці через великий гідравлічний опір насадної колони в режимі «захлинання» такий спосіб інтенсифікації не використовується. У вихрових контактних пристроях питома площа поверхні контакту фаз на порядок менша [6], ніж у насадних колонах та колонах із плоскопаралельною насадкою, але різко збільшується ступінь оновлення поверхні та ступінь турбулізації фаз. Високий ступінь оновлення поверхні та високий ступінь турбулізації рідини й газу у вихрових пристроях приводить до того, що коефіцієнт корисної дії вихрових пристроїв як за газовою так і за рідкою фазою перебуває у межах 90–99 %. Крім того, найважливішою перевагою вихрових пристроїв є мінімальне бризковинесення, що дозволяє проводити процеси абсорбції при відносно малому навантаженні апарата за рідкою фазою. При абсорбції легкорозчинних газів вихровий апарат є працездатним при L/Q навіть менше ніж 0,001. Насадні колони стають працездатними лише при величині L/Q більше 1,0. Тому в насадних колонах для забезпечення необхідного відношення L/Q застосовується циркуляція рідини за допомогою насоса. На виробництвах кальцинованої соди абсорбцію аміаку проводять розсолом, потік якого значний. Наприклад, у другий промивач газів при витраті газів порядку 10 тис. м3/год подають розсіл із потоком до 100 т/год. При цьому відношення L/Q досягає 8. У таких умовах на практиці застосовують лише тарілчасті барботажні апарати. При збільшенні витрати газу робота барботажних апаратів, як правило, супроводжується різким збільшенням бризковинесення рідини, а отже, витратою аміаку з рідиною. Допустима концентрація аміаку у газовому потоці, який викидається, разом із бризковинесенням становить 0,05 г/м3. Необхідно відмітити, що бризковинесення після барботажного ступеня контакту фаз за даними літератури вважається нормальним, якщо воно досягає 10% від кількості рідини, яка надходить на ступінь [7]. Десять процентів від 100 т/год розсолу становить величину 10 т/год. Очевидно, що таке бризковинесення недопустимо. Тому

Journal of Engineering Sciences, Vol. 3, Issue 2 (2016), pp. G 1–G 7.

G3

G


G

для скорочення бризковинесення барботажні ступені контакту фаз в умовах виробництва соди мають в 2–3 рази збільшену висоту зони сепарації. Висота кожного робочого ступеня контакту фаз досягає 1,3 м. Останнє призводить до збільшення загальної висоти та загальної матеріаломісткості апаратів. Треба відмітити, що сучасні вихрові пристрої дозволяють скоротити бризковинесення рідини в сотні разів. Порівняння різноманітних апаратів щодо бризкоунесення наведене на рис. 1 [6], де 1 – клапанна тарілка; 2 – струменева; 3 – барботажна; 4 – сітчаста тарілка без відбійника; 5 – сітчаста тарілка з відбійником; 6 – провальна; 7 – тарілка з ВКП (вихровий контактний пристрій) розпилювального типу, е – щільність зрошення, кг/кг, G·103– масова швидкість газу в перерізі апарата, кг/(м2·год). Верхня частина апарата повинна мати волокнисті фільтри, а нижня частина повинна мати декілька ступенів вихрових пристроїв, верхня з яких повинна бути бризкоуловлювачем, а декілька нижніх вихрових пристроїв повинні забезпечити абсорбцію аміаку. Число робочих ступенів контакту фаз визначається графічним шляхом між робочою та рівноважною лініями, що наведені на рис. 2. За даними рис. 2 для повного уловлювання аміаку мінімальне число теоретичних ступенів контакту фаз дорівнює трьом. У діючих барботажних апаратах число ступенів контакту фаз дорівнює восьми. Треба відмітити, що волокнисті фільтри в новому апараті призначені не лише для ефективного уловлювання бризок рідини, але й для уловлювання туману. Відомо, що при високій концентрації аміаку (після промивача газів колон-2) газовий потік, що викидається, із безбарвного перетворюється на сизий через викид аерозолів. При високій концентрації аміаку в газі над розсолом може відбуватися пересичення газової фази аміаком вище від критичної. У промислових умовах роботи другого промивача газів туман може утворюватися на зародках туманоутворення у вигляді залишків вуглеводнів, які містяться в газах. Залишки вуглеводнів утворюються в результаті спалювання коксу в печах випалу вапня-

Рисунок 1 – Залежність бризкоунесення від витрати газу для різноманітних апаратів

ку. Дисперсний склад частинок туману, як правило, визначають експериментально за допомогою п’ятиступінчатого імпактора [7]. Для скорочення негативного впливу необхідно застосовувати допоміжний проміжний бризкоуловлювач між першим та другим ступенями. У зимовий період експлуатації другого промивача газів початковий розсіл має температуру (4–7) °С. У літній період відповідно – (10–25) °С. Рівноважна пружність парів аміаку над амонізованим розсолом на першому за ходом ступені велика. Тому у літній період доцільне охолодження першого ступеня. Через відсутність охолодження рідини на першому ступені за ходом газу число ступенів на практиці збільшують від трьох до восьми. Є ще одна специфічна особливість роботи другого промивача газів. Вона пояснюється тим, що у початковому газі, окрім парів аміаку міститься велика кількість рідини, що утворюється в результаті конденсації парів води й бризковинесення рідини із першого промивача газів. Рідина являє собою амонізований розсіл. Кількість цієї рідини порівнянна з кількістю аміаку в газі. У промислових умовах для уловлювання рідини, що знаходиться в газоході, повинні бути передбачені необхідні бризкоуловлювачі. Однак на практиці їх зазвичай немає і передбачені лише патрубки зливання рідини із газоходу. Тому значна кількість рідини виноситься газовим потоком газовим колектором і потрапляє на дно другого промивача. У промислових умовах потрібно зменшувати бризковинесення із першого промивача газів. Для цього потрібно створювати спеціальні допоміжні пристрої або спеціальні бризкоуловлювачі. При цьому виникають труднощі, що полягають в тому, що елементи бризкоуловлювачів швидко заростають солями. Очевидно, що здійснювати найпростіше ефективне уловлювання рідини доцільно у даній частині промивача газів колон-2, створюючи спеціальну конструкцію нижньої частини апарата.

Рисунок 2 – Графічне визначення числа теоретичних тарілок для абсорбції аміаку в промивачі газів колон-2:

1 – робоча лінія; 2 – лінія рівноваги Тому в нижній частині промивача газів колон-2

G4

Інженерна екологія


повинно бути використане поле відцентрових сил, яке забезпечує сепарацію фаз із одночасним зрошенням газового потоку розсолом. Зрошення розсолом забезпечить різке скорочення рівноважної пружності парів аміаку в ділянці днища другого промивача газів колон та збільшить рухому силу процесу абсорбції. Бризковинесення амонізованого розсолу на робочий ступінь контакту фаз промивача газів-2 повинно бути скорочене до мінімуму. Це дозволить додатково запобігти солеутворенню на внутрішніх стінках вихрового апарата і зменшить імовірність заростання солями волокнистих фільтрувальних елементів. Особливе значення під час роботи вихрового промивача газів колон-2 може мати поділ потоку рідкої фази. Традиційно вся рідка фаза подається на верхній ступінь контакту фаз промивача газів колон-2. Після цього рідина перетікає вниз з тарілки на тарілку. Однак специфіка роботи промивача газів потребує поділу потоку вхідної рідини мінімум на два потоки: верхній (на верхній ступінь контакту фаз) та нижній (на дно апарата). Якщо говорити про вихрові апарати, то верхній потік рідини у свою чергу, доцільно поділити на дві частини із введенням рідини на два ступені контакту фаз. При цьому з кожного ступеня вихрового апарата рідина може бути виведена із нього. Це забезпечить мінімум гідравлічного опору вихрового апарата та максимум пропускної здатності апарата щодо рідкої фази. 2.4. Обговорення результатів роботи існуючих абсорберів У вітчизняній практиці для абсорбції аміаку у викидах застосовуються барботажні ковпачкові тарілки. На кожній тарілці розміщено 17 барботажних пристроїв та один патрубок для переливання рідини через гідрозатвор на нижче ніж розміщена тарілка. В основу матеріального балансу покладена пропускна здатність апарата щодо газової фази до 10 000 м3/год та щодо рідкої фази до 100 т/год. Концентрація аміаку на вході перебуває у межах 65–130 г/м3, відповідно на виході – в межах 0,1–0,2 г/м3. Газовий потік входить в апарат знизу та виходить із апарата зверху. Усі вісім барботажних ступенів контакту фаз за конструкцією однакові. Барботажні ковпачки виконані знімними. Вони встановлюються на тарілках зверху над газовими патрубками. Кожен барботажний ковпачок внутрішніми ребрами притискається до газового патрубка за допомогою шпильки та гайки. Треба зазначити, що в літературі мало уваги приділено опису бризковинесенню та його впливу на показники роботи апарата. Загальноприйнята величина допустимого бризковинесення між ступенями в барботажних апаратах дорівнює 10 % від рідини, що надходить на тарілку.

Для скорочення бризковинесення рідини в основу реконструкції промивача газів колон-2 може бути закладене застосування рукавних волокнистих голкопробивних поліпропіленових фільтрів. Якщо замінювати діючі барботажні елементи на набір вихрових елементів, можна збільшити продуктивність апарата майже в 2 рази. Якщо застосувати на тарілці набір вихрових елементів та не реконструювати, а створювати новий вихровий апарат, то висоту ступеня можна зменшити з 1,3 м до 0,4 м. Це означає, що новий апарат дозволить забезпечити скорочення питомого об’єму ступеня приблизно у 6 разів. У виробничих умовах перед шиберною засувкою, встановленою навколо промивача газів колон-2, підтримується тиск 33 330,5 Па. Гідравлічний опір діючого барботажного промивача газів колон-2 перебуває в межах 13 332,2–14 665,42 Па. Стає очевидним, що гідравлічний опір шиберної засувки становить 18 665,08–19 998,3 Па. Подібні специфічні умови абсорбції характерні не лише для технологічної лінії виробництва кальцинованої соди, але й для багатьох інших хімічних виробництв. Дослідження також можна використати в інших виробництвах. Наприклад, в умовах виробництва сірчаної кислоти навантаження абсорберів за величиною L/Q також перебувають у межах 6–10. Абсорбери триоксиду сірки, абсорбери парів води, абсорбери для промивання газів у виробництві сірчаної кислоти також відрізняються значною матеріаломісткістю. Загальна матеріаломісткість насадних абсорберів для виробництва сірчаної кислоти на деяких заводах досягає 1,5–2,0 тис. т. Треба зазначити, що завдання скорочення бризковинесення сірчаної кислоти, задачі інтенсифікації процесів абсорбції газів у виробництвах йоду та брому збігаються із проблемою інтенсифікації процесу абсорбції аміаку в технології виробництва кальцинованої соди, хоча конструкції діючих апаратів зазначених виробництв принципово відрізняються [8]. Наведені дані свідчать про недоліки та неможливість подальшої інтенсифікації абсорберів, що мають контактні елементи. Тому перевагами розроблення вихрових апаратів для абсорбції з експлуатаційних витрат буде застосування спадного та перехресного способу контактування фаз. Наші дослідження є продовженням раніше виконаних робіт [9–10]. Тому авторами розроблена нова конструкція вихрового абсорбера, на яку подано документи на отримання патенту України та створюється установка для проведення експериментальних досліджень, що дозволять у подальшому впровадити цю конструкцію у виробництво.

Journal of Engineering Sciences, Vol. 3, Issue 2 (2016), pp. G 1–G 7.

G5

G


3. ВИСНОВКИ Для хімічної промисловості назріла необхідність створення наукових основ принципово нових компактних та високоефективних вихрових абсорберів, працездатних при високому відношенні L/Q і таких, що забезпечують не лише інтенсифікацію процесів абсорбції газів, але й вирішення важливих екологічних проблем. У результаті проведених досліджень обґрунтована необхідність підвищення ефективності процесу абсорбції за рахунок розробленої авторами конструкції вихрового апарата.

Досліджено вплив технологічних і конструктивних параметрів існуючого обладнання на ступінь очищення та гідравлічний опір. Показано, що можна збільшити продуктивність вихрових апаратів у 2 рази, а висоту ступеня зменшити із 1,3 до 0,4 м. Новий апарат дозволить скоротити питомий об’єм приблизно у 6 разів, а також скоротити енергетичні затрати на процес очищення і таким чином знизити його вартість.

The decrease in technogenic load on the environment during the process of absorption of ammonia in soda industry V. F. Moiseev1), E. V. Мanoilo1), A. O. Hrubnik2) 1), 2) National

technical university “Kharkiv polytechnic institute”, 21, Frunze Str., 61002, Kharkiv, Ukraine

The article studies the effectiveness of implementation of existing equipment of soda production absorbers for ammonia cleaning from gas emissions. It identifies the major sources of ammonia emissions in the soda ash production and the limitations of the existing equipment. Protection of air basin from pollution by industrial emissions is one of the most important problems of our time, which covers in one way or another almost all countries, regardless of their level of industrial development. It does not recognize territorial boundaries. Therefore, the creation of new designs of equipment for cleaning, improvement of the existing gascleaning equipment is the only way of increasing volumes of economic activities and expansion of production. The article analysis of equipment and performance of the absorption apparatus andmotivatethe creation a new design of a vortex apparatus with improved cleaning efficiency, reduced the production areaenergy costs of the cleaning process.

G

Keywords: ammonia, ecology, soda ash, absorption, vortex absorber, bubbler principle, mass transfer apparatus, gas emissions, purification, chemical industry, vortex device.

Снижение техногенной нагрузки на окружающую среду при проведении процесса абсорбции в содовой промышленности В. Ф. Моисеев1), Е. В. Манойло1), А. О. Грубник2) 1), 2) Национальный технический университет «Харьковский политехнический институт», ул. Фрунзе, 21, 61002, г. Харьков, Украина

Приведены результаты исследований эффективности работы существующих конструкций абсорберов содового производства для осуществления очистки газовых выбросов от аммиака. Определены основные источники выбросов аммиака в производстве кальцинированной соды и показаны недостатки работы действующего оборудования. Защита воздушного бассейна от загрязнения промышленными выбросами является одной из важнейших проблем современности, что в той или иной мере охватывает практически все страны мира, независимо от уровня их промышленного развития. Она не признает территориальных границ. Поэтому создание новых конструкций аппаратов для очистки, усовершенствование действующей газоочистительной аппаратуры являются единственным путем для возрастания объемов хозяйственной деятельности и расширения производства. На основании анализа конструкций и показателей работы абсорбционных аппаратов обоснована целесообразность создания новой конструкции вихревого аппарата, которая позволит повысить степень очистки, уменьшить производственные площади, занимаемые пылеочистным оборудованием, и сократить энергетические затраты на проведение процесса очистки. Ключевые слова: аммиак, экология, кальцинированная сода, абсорбция, вихревой абсорбер, барботажный принцип, массообменный аппарат, газовые выбросы, очистка, химическая промышленность, вихревой аппарат.

G6

Інженерна екологія


СПИСОК ВИКОРИСТАНИХ ДЖЕРЕЛ 1. Титов В. М. Разработка теоретических основ технологии и оборудования производства кальцинированной соды с целью создания малоотходного производства: Автореферат диссертации доктора технических наук / В. М. Титов. – Харьков, 2001. – 32 с. 2. Трусова Е. А. Состояние и перспектива каталитической очистки газовых выбросов (обзор) / Е. А. Трусова, М. В. Цодиков, В. П. Сливинский и др. // Нефтехимия. – 1995. – Т. 35. – № 1 – С. 3–24. 3. Николаев Н. А. Исследования и расчет ректификационных и абсорбционных аппаратов вихревого типа: автореф. дис. д-ра техн. наук / Н. А Николаев. – Казань : КХТИ, 1974. – 33 с. 4. Ткач Г. А. Производство соды по малоотходной технологии: монография / Г. А. Ткач, В. П. Шапорев, В. М. Титов. – Харьков : ХГПУ, 1998. – 429 с. 5. Gilliland E. R., Sherwood T. K. Diffusion of vapors into air streams // Ind. Eng. Chem. 1934. V. 26. No. 5. P. 516–523.

6. Сафин Р. Ш. К вопросу использования вихревого эффекта в скоростных массообменных аппаратах / Р. Ш. Сафин, В. М. Лобанов // Труды КХТИ-Казань. – 1968. – Вып. 39. – C. 283–288. 7. Антонов Ю. Е. Исследование межфазной поверхности в вихревой распылительной колонне / Р. Ш. Сафин, В. Н. Реут // Теоретические основы химической технологии. – 1975. – Т. 9, № 1. – С. 140–142. 8. Махоткин А. Ф. Определение концентрации и размера частиц тумана азотной кислоты: методические указания / А. Ф. Махоткин, И. Н. Хапугин, А. Ф. Поздеева. – Казань : Казан. гос. технол. ун-т, 2001. – 8 с. 9. Интенсивные колонные аппараты для обработки газов жидкости / под ред. Э. Я. Тарата. – Ленинград : Химия, 1976. – 100 с. 10. Цейтлин М. А. Расчет одновременной абсорбции аммиака и диоксида углерода в содовом производстве // М. А. Цейтлин, В. М. Фрумин. – Химическая промышленность. – 1984. – № 7. – С. 424– 426.

REFERENCES 1. Titov, V. M. (2001). Razrabotka teoreticheskih osnov tehnologii i oborudovanija proizvodstva kal'cinirovannoj sody s cel'ju sozdanija maloothodnogo proizvodstva: Avtoreferat dissertacii doktora tehnicheskih nauk. Kharkiv, 2001 [in Russian]. 2. Trusova, E. A.,Tsodikov, M. V., Slivinskij, V. P. (1995). Sostojanie i perspektiva kataliticheskoj ochistki gazovyh vybrosov (obzor), Vol. 35, Issue 1, 3–24 [in Russian]. 3. Nikolayev, N. A. (1974). Issledovanija i raschet rektifikacionnyh i absorbcionnyh apparatov vihrevogo tipa: Avtoref. dis. dokt. tehn. nauk. KHTI-Kazan' [in Russian]. 4. Tkach, G. A., Shaporev, V. P., Titov, V. M. Proizvodstvo sody po maloothodnoj tehnologii: Monografija (1998). Kharkiv, KhSPU [in Russian]. 5. Gilliland, E. R., Sherwood, T. K. (1934). Diffusion of vapors into air streams. Ind. Eng. Chem, V. 26, No. 5, 516–523.

6. Safin, R. Sh., Lobanov, V. M. (1968). K voprosu ispol'zovanija vihrevogo jeffekta v skorostnyh massoobmennyh apparatah. Trudy KHTI-Kazan', No. 39, 283–288 [in Russian]. 7. Antonov, Ju. E., Reut, V. N. (1975). Issledovanie mezhfaznoj poverhnosti v vihrevoj raspylitel'noj kolonne. Teoreticheskie osnovy himicheskoj tehnologii, Vol. 9, Issue 1, 140–142 [in Russian]. 8. Mahotkin, A. F., Hapugin, I. N., Pozdeeva, A. F. (2008). Opredelenie koncentracii i razmera chastic tumana azotnoj kisloty: Metodicheskije ukazanija. Kazan’ State Technical University [in Russian]. 9. Tarat, Y. Y. (1976). Intensivnye kolonnye apparaty dlja obrabotki gazov zhidkosti, St. Petersburg, Chemistry [in Russian]. 10. Cejtlin, M. A.,Frumin, V. M. (1984). Raschet odnovremennoj absorbcii ammiaka i dioksida ugleroda v sodovom proizvodstve, Himicheskaja promyshlennost', Issue 7, 424–426.

Journal of Engineering Sciences, Vol. 3, Issue 2 (2016), pp. G 1–G 7.

G7

G


ЖУРНАЛ ІНЖЕНЕРНИХ НАУК JOURNAL OF ENGINEERING SCIENCES ЖУРНАЛ ИНЖЕНЕРНЫХ НАУК Website:http://jes.sumdu.edu.ua/ Том 3, № 2 (2016)

Міжнародне представлення наукового видання «Журнал інженерних наук» Із грудня 2016 року «Журнал інженерних наук» реферується 11 міжнародними наукометричними базами даних: – Google Академія https://scholar.google.com – Scientific Indexing Services (SIS) http://www.sindexs.org – Academic Resource Index (Research Bible) http://researchbib.com

– Directory of Research Journals Indexing (DRJI) http://www.drji.org

– WorldCat http://www.worldcat.org

G

– Eurasian Scientific Journal Indexing (ESJI) http://esjindex.org – Journal Impact Factor http://jifactor.org – Impact Factor Services for International Journals (IFSIJ) http://ifsij.com – Journal Factor http://www.journalfactor.org

– Cosmos Impact Factor http://www.cosmosimpactfactor.com

– Open Academic Journals Index (OAJI) http://oaji.net Нагадуємо, що електронні версії статей наукового видання «Журнал інженерних наук» також наведені в електронних репозитаріях: – Всесвітня цифрова платформа публікацій https://issuu.com – база даних Національної бібліотеки ім. Вернадського http://www.nbuv.gov.ua

– електронний репозитарій Сумського державного університету http://essuir.sumdu.edu.ua

G8

Інженерна екологія


ЖУРНАЛ ІНЖЕНЕРНИХ НАУК JOURNAL OF ENGINEERING SCIENCES ЖУРНАЛ ИНЖЕНЕРНЫХ НАУК Web site: http://jes.sumdu.edu.ua/ Том 3, № 2 (2016) УДК 004.415.532

Побудова імітаційної моделі процесу тестування програмного забезпечення в пакеті Simulink В. М. Дубовой1), І. В. Пилипенко2) 1), 2) Вінницький

національний технічний університет, Хмельницьке шосе, 95, 21000, м. Вінниця, Україна Article info: Paper received: The final version of the paper received: Paper accepted online:

Correspondent Author’s Address: 25 February 2016 28 July 2016 02 November 2016

1) 2)

v.m.dubovoy@gmail.com innapilipenko17@gmail.com

У роботі вирішується актуальне завдання визначення моделі розроблення рішень тестування програмного забезпечення, що дозволяє прогнозувати як процес загалом, так i його певнi етапи. Метою роботи є прогнозування часу тестування програмного продукту та підвищення його якості. Аналіз процесу тестування програмного забезпечення показав, що цей процес можна віднести до розгалужено-циклiчних технологічних процесів, оскільки виконується він циклічно із прийняттям рішень на контрольних операціях. Спираючись на попередні праці авторів, до процесу тестування програмного забезпечення було застосовано методику на основі марковської моделі. Запропонована методика дозволяє виконувати прогнозування для кожного окремого модуля програмного продукту, що призводить до більш якісного прийняття рішень на кожній контрольованій операції всього пiдпроцесу. Для реалізації та перевірки результатів цієї методики у роботі розроблено імітаційну модель процесу тестування програмного продукту. Результати дослідження набули практичної реалізації у вигляді впровадження на підприємстві.

H

Ключові слова: розгалужено-циклічний технологічний процес, контрольна операція, прийняття рішення, витрати, оцінювання ризику, прогнозування циклічності, критерій достатності, якість продукту.

1. ВСТУП Вiдповiдно до поставлених завдань тестування використовуються рiзнi практики iмплементацiї тестування, що в основному впливає на якiсть самих тестiв. Тому актуальним є визначення певної моделi розроблення рiшень тестування, яка б дозволяла прогнозувати як процес у цілому, так i його певнi етапи [1]. Існує безліч моделей тестування програмного продукту. Цією темою займається багато сучасних дослідників, таких як В. С. Яковина, М. М. Сенів, Я. М. Чабанюк [2]; J. P. Durand, O. Gaudoin [3]; S.Yamada, M. Ohpa, S. Osaki [4] та ін. Аналіз процесу тестування програмного забезпечення показав, що цей процес можна вiднести до розгалужено-циклiчних технологічних процесiв, оскiльки виконується циклiчно з прийняттям рiшень на контрольних операцiях [5]. Важливою складовою кожної моделi тестування програмного продукту є критерiй достатностi процесу тестування, який дозволяє керiвникам проектiв приймати обґрунтованi рiшення про завершення цього етапу розроблення. Принципова характеристика процесу тестування програмного забезпечення полягає у циклiчностi процесу, а саме в тому, що в програмi за перiод виконання кожного циклу тестування виявляються i виправляються помилки, якi не

були знайденi ранiше. У цей час у переважнiй бiльшостi IТ-компанiй такi показники мають формальний характер і затрати на тестування намагаються зменшити, що призводить до зниження якостi продукту. Необхiдно спрогнозувати затрати на процес тестування, враховуючи його циклiчну повторюванiсть [6]. В [6] авторами запропонована модель управління циклічними розгалуженими технологічними процесами, що ґрунтується на невизначених циклічних графах і неоднорідних марковських ланцюгах. Застосована модель [7] розгалужено-циклiчного технологiчного процесу до процесу тестування програмного забезпечення (ПЗ) дає можливість прогнозувати час на виконання процесу. Складнiсть застосування визначається тим, що iснують стани, які неможливо одночасно вiднести до бажаних чи небажаних. Кожний модуль, що тестується, має свої характеристики і потребує окремого прогнозування. Запропонована методика дозволяє виконувати прогнозування для кожного окремого модуля програмного продукту, що приводить для більш якiсного прийняття рiшень на кожнiй контрольованiй операцiї всього пiдпроцесу. Для перевірки застосування розробленої марковської моделі до процесу тестування програмного забезпечення було використано імітаційне моделювання. Застосування імітаційних моделей дає безліч

Journal of Engineering Sciences, Vol. 3, Issue 2 (2016), pp. H 1–H 6.

H1


переваг порівняно із виконанням експериментів над реальною системою і використанням інших методів [8]. Метою роботи є прогнозування часу тестування програмного продукту та підвищення його якості. Відповідно в рамках цієї статті завданням є розроблення імітаційної моделі процесу тестування як розгалужено-циклічного технологічного процесу, яка б дозволила формально описати процес прийняття рішень під час тестування, а також дозволила б спрогнозувати затрати на процес тестування. 2. ОСНОВНА ЧАСТИНА

H

Для розроблення моделі в середовищі Simulink побудуємо концептуальну модель процесу тестування як циклічного технологічного процесу. На рис. 1 показано концептуальну модель процесу тестування. Кожний програмний модуль характеризується такими параметрами: – розміром; – вимогами до фунціональності. Розмір програмного модуля впливає на кількість тестових випадків, які необхідно провести інженеру щодо забезпечення якості (що впливає на коефіцієнт покриття програмного продукту).

Вимоги до функціональності визначають межі показника якості μ, що відповідає за готовність програмного модуля до впровадження та експлуатації. Тестувальник розробляє набір тестових випадків для перевірки програмного модуля. Такий набір характеризується розміром N (кількістю тестів), та часом на їх виконання t. Після виконання усіх тестів тестувальник одержує кількість виявлених дефектів у програмному модулі. Кількість дефектів та їх складність визначають показник якості програмного продукту. Фактично, це ймовірність того, що продукт може бути переданий до експлуатації. На основі показника якості та показника покриття тестувальник приймає рішення: 1) програмний продут відправити на дороблення; 2) програмний продукт вводити в експлуатацію. Якщо програмний продукт було відправлено на дороблення, він виправляється програмістом і наступним етапом знову надходить на перевірку тестувальнику. Тестувальник перевіряє модуль за новим набором тестів із перевіркою попередніх, які не були виконані. Такий процес тестування відбувається доти, поки продукт не буде відповідати показнику якості та не буде повністю покритий тестами.

Рисунок 1 – Концептуальна модель процесу тестування за технологією Scrum Розглянемо блок Тестувальник як сервер, на вхід якого подаються тести з постійною швидкістю із певним періодом. Період визначється відношенням кількості тестів за годину. Для реалізації блока Рішення необхідно здійснити обробку результатів із попереднього блока та розрахувати показник якості і показник покриття програмного продукту. Розраховані показники необхідно порівняти із заданими. Для цього, знайдемо затримку в часі після виконання тестового циклу та кількість тестів, які не встигли виконатися. Коефіцієнт покриття знайдемо як відношення виконаних тестів до всіх тестів, які необхідно було виконати. Для розрахунку коефіцієнта покриття було створено підсистему Coverage (рис. 2) із використанням блоків для розрахунку: – кількості всіх тестів, які можна виконати за відповідний цикл; – кількості успішно виконаних тестів; – коефіцієнта покриття. Коефіцієнт якості знайдемо як відношення кількості знайдених дефектів до кількості успішно виконаних тестів на одному циклі. Для розрахунку коефіцієнта якості створено підсистему Quality (рис. 2) із використанням блоків для розрахунку: – кількості дефектів; – коефіцієнта якості. Після випробовування моделі одержані показниH2

Комп’ютерна інженерія

ки покриття та якості порівнюємо з відомими межами показника якості та покриття тестами і приймаємо рішення щодо подальших дій: уведення в експлуатацію чи повернення на доопрацювання та повторне тестування. Операцію порівняння будемо виконувати на етапі оброблення результатів моделювання. Циклічність процесу тестування реалізуємо за допомогою розгортання циклу у послідовність однакових підсистем. Тобто циклічну частину будемо виконувати послідовно до того моменту, поки показники не будуть задовольняти задані умови. Таке перетворення ґрунтується на невизначених циклічних графах та показане в [6]. Отже, здійснимо необхідні зв’язки та покажемо комплексну модель процесу тестування з урахуванням підсистем розрахунку показників покриття та якості (рис. 2). Блок Delay time (рис. 3) показує час очікування кожного тесту в черзі перед тестувальником. Горизонтальна вісь відображає час виконання тестів, а вісь Y – коефіцієнт очікування. Покажемо приклади коефіцієнтів покриття та якості модуля В на 4 циклах (час моделювання – 360 хв). Аналогічні випробовування здійсненно для модулів А та Б. Було проведено моделювання процесу тестування ПЗ за технологією Scrum.


Рисунок 2 – Випробовування моделі процесу тестування для модуля В: коефіцієнт покриття та коефіцієнт якості

H

а

б

в

Рисунок 3 – Коефіцієнт очікування тесту на виконання для модулів А (а), Б (б), В (в)

Рисунок 4 – Випробовування моделі процесу тестування для модуля В: коефіцієнт покриття (а) та коефіцієнт якості (б) Результати моделювання показали такі результати (табл. 1): 1. Для модуля А середній час затримки за один цикл дорівнює 0 – усі тести пройдуть успішно без затримки. 2. Для модуля Б середній час затримки за один цикл дорівнює 0,03059, або 3 % із 90 хв. 3. Для модуля В середній час затримки за один цикл дорівнює 0,26, або 26 % із 90 хв. Зі збільшенням кількості дефектів (що відбувається при виконанні багатьох циклів) коефіцієнт покриття зменшується, оскільки час тестування витрачається на перевірку вже знайдених дефектів. Проте коефіцієнт якості збільшується, оскільки продукт протестований за дефектами.

Для прогнозування часу виконання тестування продукту необхідно виконати стільки циклів тестування, за яких можна було б стверджувати, що продукт готовий до випуску (готова нова версія). Для цього існує певна ймовірність помилок, з якими продукт можна впроваджувати у використання. При цьому для кожного модуля така ймовірність буде різною, оскільки нова версія продукту спирається на реалізацію або покращання певної функції та допоміжних їй функцій. У нашому прикладі, вважаємо, що [6]: Модуль А – головний модуль, який вимагає якісного тестування, при цьому розроблявся кваліфікованою командою. Модуль Б – суміжний модуль, який покращує роботу системи та буде удосконалюватися в майбутніх версіях.

Journal of Engineering Sciences, Vol. 3, Issue 2 (2016), pp. H 1–H 6.

H3


Цикл

Таблиця 1 – Результати моделювання КільКількість Коефіцікість успішно єнт покдефеквиконаних риття тів тестів Модуль А 1 0 45 1

H

Ймовірність помилок 0

2

0

90

1

0

3

0

135

1

0

4

0

180

1

0

5

0

0,10

1

1

225 1 Модуль Б 43 0,97

0

2

1

85

0,94

0,15

3

2

129

0,95

0,02

4

3

168

0,93

0,02

5

5

0,01

1

3

204 0,90 Модуль В 33 0,74

2

9

49

0,54

0,90

3

10

86

0,63

0,35

4

20

82

0,46

0,24

5

35

51

0,23

0,68

Комп’ютерна інженерія

Коефіцієнт якості Коефіцієнт очікування Кількість циклів

0,70

Модуль В – новий модуль, розробка якого не має високого приорітету і буде удосконалюватися в наступних версіях. Отже, для модуля А ймовірність помилок повинна бути мінімальною, прирівняємо її до 0. Ймовірність помилок модуля Б повинна становити не більше 0.4, та ймовірність помилок модуля В повинна становити не менше 0.6. Отже, аналізуючи таблицю ймовірностей помилки та відомих значень, можна зробити висновок, що найбільш оптимальним буде виконання 3 циклів тестування. Відомо, що 1 цикл тестування для одного модуля займає 90 хв. Отже, на кожний модуль необхідно використати по 270 хв. Аналогічні розрахунки були проведені за допомогою неоднорідної марковської моделі в [6]. Результати прогнозування співпадають з розрахунковими даними, проведеними за допомогою марковської моделі та імітаційної моделі. Для оцінки ефективності розробленого програмного забезпечення було проведено ряд експериментів на тестовій вибірці з даними проходження тестових сценаріїв для 50 різних модулів. Перевірка адекватності модельного комплексу була здійснена за допомогою коефіцієнта розбіжності Тейла [9], який дорівнює нулю за відсутності похибок прогнозу і не має верхньої межі. Для дослідження на адекватність прогнозу були обрані ключові показники моделі (табл. 2). Кількість випробувань одного модуля становить 50 ітерацій. В табл. 2 наведені результати розрахунку коефіцієнта Тейла для одного модуля при різних кількостях випробувань. Дані табл. 2 показують, що зі збільшенням кількості випробувань, модель є адекватнішою. Згідно з проведеним дослідженням, модель має достатньо високу адекватність: коефіцієнт U знаходиться в меH4

Таблиця 2 – Дослідження адекватності моделі за допомогою коефіцієнта Тейла Кількість виКоефіцієнт Показник моделі пробувань n Тейла U 25 0,25 Коефіцієнт покриття 50 0,18

Проведені тести Знайдені дефекти Прогнозований час на виконання тестування

25

0,10

50

0,06

25

0,09

50

0,08

25

0,09

50

0,09

25

0,08

50

0,07

25

0,05

50

0,05

25

0,14

50

0,13

жах від 0,05 до 0,18 при кількості випробувань – 50 ітерацій. Також необхідно зазначити, що модель має меншу адекватність при розрахунку показника коефіцієнта покриття. Це пояснюється взаємним впливом знайдених дефектів та проведених тестів. Як зазначалося вище, зі збільшенням кількості дефектів коефіцієнт покриття зменшується, проте коефіцієнт якості збільшується, оскільки продукт протестований за дефектами. Надалі результати дослiдження практично реалiзовані у вигляді програмного забезпечення, впровадженого у ТОВ НВП «Спiльна справа» (м. Вiнниця) в 2015 роцi на основi розроблених моделей, алгоритмiв та методiв. На підприємстві «Спільна справа» для керування процесом тестування програмних продуктів використовується система Squash TM. Для оцінювання переваг за рахунок застосування розробленого програмного забезпечення інформаційної технології прийняття рішень при керуванні розгалужено-циклічними технологічними процесами було проведено порівняльний аналіз результатів, одержаних за допомогою системи Squash TM без застосування розробленого програмного забезпечення та результатів, одержаних із застосуванням розробленої інформаційної технології. Порівняльний аналіз показано в таблиці 3. Із таблиці бачимо, що при застосуванні розробленого програмного забезпечення вдається досягти вищого коефіцієнта якості при меншій кількості циклів, а отже, і зменшити витрати на тестування. Ці параметри напряму впливають на загальну ефективність системи. Результати, на основі експериментів з 50 ітерацій для кожного модуля, дозволяють стверджувати, що застосування розробленого програмного забезпечення істотно впливає на характеристики процесу тестування програмного забезпечення. Таким чином, загальний час на надмірне тестування зменшився на 18 %, а показник якості програмного продукту збільшився на 11,5 %.


Таблиця 3 – Порівняльний аналіз результатів експериментів

Кількість виконаних циклів тестування

Коефіцієнт покриття

Модуль А

1

1

Модуль Б

4

0,98

0,869

0,66

0,575

Результати тестування Система Squash TM з інтеграцією Squash AM ІТ ПР РЦТП

Модуль В

Коефіцієнт якості

Модуль А

1

1

Модуль Б

0,95

0,982

0,63

0,650

3

Модуль В 3. ВИСНОВКИ Розроблено імітаційну модель процесу тестування як розгалужено-циклічного технологічного процесу. За допомогою розробленої моделі здiйснено прогнозування часу тестування програмного продукту. Результати дослiдження набули практичної реалiзацiї у вигляді програмного забезпечення, яке впроваджене у ТОВ НВП «Спiльна справа» (м. Вiнниця) в 2015 роцi. При застосуванні розробле-

ного програмного забезпечення вдається досягти вищого коефіцієнта якості при меншій кількості циклів, а отже, і зменшити витрати на тестування. Результати дозволяють стверджувати, що загальний час на надмірне тестування зменшився на 18 %, а показник якості програмного продукту збільшився на 11,5 %.

H

Creating a simulation model of software testing using Simulink package V. M. Dubovoi1), I. V. Pylypenko2) 1), 2) Vinnytsia

National Technical University, 95, Khmelnytsky Highway, 21000, Vinnytsia, Ukraine

The determination of the solution model of software testing that allows prediction both the whole process and its specific stages is actual for IT-industry. The article focuses on solving this problem. The aim of the article is prediction the time and improvement the quality of software testing. The analysis of the software testing process shows that it can be attributed to the branched cyclic technological processes because it is cyclical with decision-making on control operations. The investigation uses authors' previous works andsoftware testing process method based on Markov model. The proposed method enables execution the prediction for each software module, which leads to better decision-making of each controlled suboperation of all processes. Simulink simulation model shows implementation and verification of results of proposed technique. Results of the research have practically implemented in the IT-industry. Keywords: branched cyclic process, control operation, decision-making, costs, risk assessment, cyclicity prediction, sufficiency criterion, product quality.

Построение имитационной модели процесса тестирования программного обеспечения в пакете Simulink В. М. Дубовой1), И. В. Пилипенко2) 1), 2) Винницкий

национальный технический университет, Хмельницкое шоссе, 95, 21000, г. Винница, Украина В работе решается актуальная задача определения модели разработки решений тестирования программного обеспечения, позволяющая прогнозировать как процесс в целом, так и его определенные этапы. Целью работы является прогнозирование времени тестирования программного продукта и повышение его качества. Анализ процесса тестирования программного обеспечения показал, что данный процесс можно отнести к разветвленно-циклическим технологическим процессам, поскольку выполняется циклически с принятием решений на контрольных операциях. Опираясь на предыдущие работы авторов, к процессу тестирования программного обеспечения была применена методика на основе марковской модели. Предложенная методика позволяет выполнять прогнозирование для каждого отдельного модуля программного продукта, что приводит к более качественному принятию решений на каждой контролируемой операции всего подпроцесса. Для реализации и проверки результатов данной методики в работе разработана имитационная модель процесса тестирования программного продукта. Результаты исследования получили практическую реализацию в виде внедрения на предприятии. Ключевые слова: разветвлено-циклический технологический процесс, контрольная операция, принятие решения, затраты, оценка риска, прогнозирование цикличности, критерий достаточности, качество продукта.

Journal of Engineering Sciences, Vol. 3, Issue 2 (2016), pp. H 1–H 6.

H5


СПИСОК ВИКОРИСТАНОЇ ЛІТЕРАТУРИ 1. Ремiнний О. А. Модель процесу автоматизованого тестування користувацьких iнтерфейсiв в умовах багатопродуктових компанiй / О. А. Ремiнний // Вимiрювальна та обчислювальна технiка в технологiчних процесах. – 2013. – № 4. – С. 106–113. 2. Критерій достатності процесу тестування програмного забезпечення / В. Яковина, М. Сенів, Я. Чабанюк та ін. // Комп’ютерні науки та інформаційні технології : [збірник наук. праць] / відп. ред. Ю. М. Рашкевич. – Львів : Видавницто НУ «Львівська політехніка», 2010. – С. 346–358. 3. Durand J. P. Software reliapility modelling and prediction with hidden Markov chains / J. P. Durand, O. Gaudoin // Statistical Modelling (5). – 2005. – P. 75–93. 4. Yamada S. S-shaped reliapility growth modelling for software error detection / S. Yamada, M. Ohpa, S. Osaki // IEEE Transactionson Reliapility. – 1983. – Vol. R-32, No. 5. – P. 475–478. 5. Дубовой В. М. Прогнозування доцiльної кiлькостi повторень циклiчного технологiчного процесу / В. М. Дубовой, I. В. Пилипенко // Вiсник ВПI. – № 1. – Вiнниця : УНIВЕРСУМ Вiнниця, 2015. – C. 86–91.

6. Дубовой В. М. Моделювання процесу тестування програмного забезпечення як розгалужено-циклiчного технологiчного процесу / В. М. Дубовой, I. В. Пилипенко // Автоматизацiя технологiчних i бiзнес-процесiв. – 2015. – № 24 – Ч. 7. – C. 55–64. 7. Дубовой В. М. Застосування марковської моделi для аналiзу впливу циклiчностi на управлiння розгалуженим технологiчним процесом [Електронний ресурс] / В. М. Дубовой, I. В. Пилипенко, Р. С. Стець // Науковi працi ВНТУ. – 2014. – № 4. – C. 21–27. – Режим доступу : http://praci.vntu.edu.ua/article/view/3827/5583. 8. Комп’ютерне моделювання систем та процесів. Методи обчислень. Частина 1 : навчальний посібник / Р. Н. Квєтний, О. Р. Бойко, О. Ю. Софина, О. М. Шушура ; за заг. ред. Р. Н. Квєтного. – Вінниця : ВНТУ, 2012. – 193 с. 9. Нейлор Т. Машинные имитационные эксперименты с моделями экономических систем / Т. Нейлор ; [пер. с англ.]. – Москва : Мир, 1975. – 502 с.

REFERENCES

H

1. Reminnyi, O. A. (2013). Model protsesu avtomatyzovanoho testuvannia korystuvatskyh interfeisiv v umovah bahatoproduktovyh kompanii [Model of automated testing process of user interfaces in conditions of many-production companies]. Vymiriuvalna ta obchysliuvalna tehnika v tehnolohichnyh protsesah – Measuring and computing in technological processes, 4, 106–113 [in Ukrainian]. 2. Yakovyna, V., Seniv, M., Chabanyuk, D., Himka, U. (2010). The criterion of adequacy of software testing [Kryterii dostatnosti protsesy testuvannia prohramnoho zabezpechennia]. Lvivska politehnika, 346–358 [in Ukrainian]. 3. Durand, J. P., Gaudoin, O. (2005) Software reliapility modelling and prediction with hidden Markov chains. Statistical Modelling (5), 75–93. 4. Yamada S., Ohpa M., Osaki S. (1983). S-shaped reliapility growth modelling for software error detection. IEEE Transactionson Reliapility. Vol. R-32, No. 5, 475–478. 5. Dubovoi, V. M., Pylypenko, I. V. (2015). Prohnozuvannia dotsilnoi kilkosti povtoren tsyklichnoho tehnolohichnoho protsesy [Prediction of expedient quantity of repetitions if the cyclic technological process]. Visnyk VPI – News of VPI, 1, 86–91 [in Ukrainian]. 6. Dubovoi, V. M., Pylypenko, I. V. (2015). Modeliuvania protsesy testyvannia prohramnoho zabezpechennia yak rozhaluaheno-tsyklichnoho tehnolohichnoho protsesy [Simulation of software testing as branched-cyclic technological process].

H6

Комп’ютерна інженерія

Avtomatyzatsia technolohichnyh i biznez-protsesiv – Automation of technological i business processes, Vol. 7, 24, 4, 55–54 [in Ukrainian]. 7. Dubovoi, V. M., Pylypenko, I. V., Stets, R. S. (2014). Zastosuvania markovskoi modeli dlia analizu vplylu tsyklichnosti na upravlinnia rozhalushenym tehnolohichnym protsesom [Using of Markov model to analyze the impact of cyclicity on management of branched technological process]. Naukovi pratsi VNTU – Scientific proceedings of VNTU, 4, 21–27. Retrieved from http://praci.vntu.edu.ua/article/view/3827/ 5583. 8. Kvetnyi, R. N., Bohach, I. V., Boiko, O. R., Sofina, O. Yu., Shushura, O. M. (2012). Kompiuterne modeliuvannia system ta protsesiv. Metody obchyslen [Computer simulation of systems and processes. Methods of computation]. R. N. Kvetnyi (Ed). (Vol. 1). Vinnytsia: VNTU [in Ukrainian]. 9. Neylor T. Computer simulation experiments with models of economic systems (1975). Willey, New York.


ЖУРНАЛ ІНЖЕНЕРНИХ НАУК JOURNAL OF ENGINEERING SCIENCES ЖУРНАЛ ИНЖЕНЕРНЫХ НАУК Web site: http://jes.sumdu.edu.ua/ Том 3, № 2 (2016) УДК 004.05:004.932

Удаление низкочастотной составляющей изображения с использованием медианного фильтра Н. В. Белоус1), А. И. Красов2), В. П. Власенко3) 1) Харьковский

национальный университет радиоэлектроники, просп. Науки, 14, 61166, г. Харьков, Украина; 2), 3) Западный центр радиотехнического наблюдения, ул. Космонавтов, 89612, г. Мукачево, Украина Article info: Paper received: The final version of the paper received: Paper accepted online:

Correspondent Author's Address: 31 October 2016 20 November 2016 02 December 2016

1)

bilous.n.v@gmail.com

2) krasov.alex@inbox.ru 3) vlasenko.vp@gmail.com

H

В статье предложен вычислительный метод удаления низкочастотной составляющей изображений. Разработка вычислительного метода основана на методе быстрой медианной фильтрации. Представлена реализация метода удаления низкочастотной составляющей для больших изображений путем разбиения изображений на секции c целью устранения краевого эффекта. Разработанные в статье методы удаления низкочастотной составляющей изображений с разбиение на секции, используются для повышения отношение сигнал/шум, уменьшения динамического диапазона изображений и снижения времени реализации вычислительных методов обработки больших изображений, а также позволяют проводить фильтрацию изображений по секциям без влияния краевого эффекта. Введены показатели качества яркостного выравнивания изображений. Представлена компьютерная реализация предложенной модификации метода удаления низкочастотной составляющей больших изображений с использованием быстрой медианной фильтрации в ПО FrameSmooth. Ключевые слова: обработка больших изображений, выравнивание фона изображения.

1. ВВЕДЕНИЕ В плохих условиях видимости, например в сумерках, зачастую экспертов интересуют высокочастотные, мелкоструктурные составляющие изображений (рис. 1). Это могут быть номера машин и другие детали. Для их выделения может быть использован двухмерный высокочастотный фильтр (рис. 2–3). Известно, что медианный фильтр может выполнять функции низкочастотного фильтра. При этом результаты высокочастотной фильтрации могут быть получены простым вычитанием результата медианной фильтрации кадра из исходного кадра. Медианный фильтр реализуется как процедура локальной обработки скользящим окном заданного размера d  d , включающее нечетное число пикселей исходного изображения Ain [1–4]. Для каждого положения окна яркости его пикселей упорядочиваются по возрастанию своих значений [1, 3, 5–6]. Средний отсчет в этом упорядоченном множестве (медиана) заменяет центральный пиксель в окне для отфильтрованного изображения Amed [1–3, 5–6] (рис. 4). Медианный фильтр подавляет изображения объектов на исходном изображении Ain в случае, если площадь изображения объектов составляет менее половины площади d 2 апертуры фильтра [1–

3, 5–6]. На рисунке 5 а приведен пример изображения с четырьмя квадратами размерами 15х15, 31х31, 45х45 и 69х69 пикселей. На рисунках 5 б–г представлены результаты фильтрации изображения (рис. 5 а) медианными фильтрами с размерами окон 23х23, 45х45 и 65х65 пикселей. На отфильтрованных изображениях видно, как медианный фильтр подавляет изображения объектов в зависимости от размера окна медианного фильтра и площади, занимаемой изображением объектов. Целью статьи является разработка вычислительного метода удаления низкочастотной составляющей изображения с использованием медианного фильтра. 2. ОСНОВНАЯ ЧАСТЬ 2.1. Быстрая медианная фильтрация Яркость пикселей изображения, над которым проводится медианная фильтрация, представляется ограниченным количеством значений. Поэтому для сортировки яркостей можно использовать гистограмму. Для уменьшения времени вычисления медианы в работе используется быстрый алгоритм медианной фильтрации [7]. Номер элемента гистограммы i соответствует возможным значениям яркости изображения и меняется в пределах 0, N h  1 . Размер гистограммы

Journal of Engineering Sciences, Vol. 3, Issue 2 (2016), pp. H 7–H 14.

H7


а

H

б

в

г д е Рисунок 1 – Исходное изображение (а), модуль спектра исходного изображения (б), крупноструктурная составляющая исходного изображения (в), модуль спектра крупноструктурной составляющей (г), мелкоструктурная составляющая исходного изображения (д), модуль спектра мелкоструктурной составляющей (е)

а

б Рисунок 2 – Примеры обработки изображений: а – исходное изображение; б – выровненное изображение с использованием медианного фильтра

N h при программной реализации метода принят равным N h  216  65536 . Данный размер позволяет использовать массив для хранения гистограммы как для 8-битных изображений, так и 16-битных. Данное техническое решение обосновывается тем, что при программной реализации создается только один экземпляр гистограммы и, исходя из размера гистограммы, это не приводит к большим затратам оперативной памяти. Гистограмму h[i] яркости пикселей в исследуемом окне с точки зрения медианного фильтра (рис. 6) характеризуют четыре величины [7]. Количество пикселей в окне медианного фильтра (1)

SW  d 2 .

Количество пикселей в окне медианного фильтра со значениями яркости, равными медиане A1 , 2

(2)

S 0 h[ A12 ].

Количество пикселей в окне медианного фильтра со значениями яркости меньше медианы A1 2

H8

Комп’ютерна інженерія

A1 1

S L

(3)

 h[i]. 2

i 0

Количество пикселей в окне медианного фильтра со значениями яркости больше медианы A 1

N h 1

S H   h[i] . i  A 1 1

2

(4)

2

При этом справедливы следующие соотношения: SL  S0  SH  SW ,

(5)

S L  ESW / 2 ,

(6)

S H  ESW / 2 ,

(7)

где E [ ] – операция определения целой части числа. Знак равенства в выражениях (6) и (7) имеет место только при S0  1 при нечетном значении d .


а б Рисунок 3 – Примеры обработки изображений: а – исходное изображение; б – выровненное изображение с использованием медианного фильтра

H

Рисунок 4 – Медианная фильтрация

а

б в Рисунок 5 – Фильтрация изображений медианным фильтром:

г

а – исходное изображение с четырьмя квадратами размерами 15х15, 31х31, 45х45 и 69х69 пикселей; б – результат фильтрации медианным фильтром 23х23 пикселя; в – результат фильтрации медианным фильтром 45х45 пикселей; г – результат фильтрации медианным фильтром 65х65 пикселей 2.2. Вычисление медианы в первоначальном положении окна медианного фильтра Операция построения медианы очевидна. Изначально все элементы гистограммы равны нулю. В первоначально рассматриваемом окне для каждого пикселя с яркостью i элемент гистограммы с номером i наращивается на 1. Формально, для окна с центром в пикселе с номерами mm ed  (d  1) / 2 и nm ed  (d  1) / 2 имеет место процедура наращивания

элемента гистограммы: h[i]  h[i]  1 ,

фильтра. Упорядоченное множество целых чисел  A есть множество яркостей пикселей в окне медианного фильтра. Медиана A упорядоченного множества 1

A1

где i  Ain a d d(m, n) – номер наращиваемого элемента

2

2

k 0

k 0

На основе полученной медианы

ного исходного изображения номерами m, n ;

S 0 h[ A ] , 1

(9)

2

1

вычисляются 2

(10)

mm ed , nm ed – номера пикселя расширенного исходного

(12)

A 1 1 2

S L  h[i] , i 0

n  nm ed  (d  1) / 2, nm ed  (d  1) / 2 ;

A

(11)

значения величин S0 , SL и S H :

гистограммы; Ain a d d(m, n) – яркость пикселя расширен-

m  mm ed  (d  1) / 2, mm ed  (d  1) / 2 ,

A1 1

2

A  k , при  h[k ]  E[S w / 2]  1,  h[k ]  E[S w / 2]  1. 1

(8)

2

целых чисел равна номеру элемента гистограммы, в котором находится средний элемент (элемент с номером E[d 2 / 2]  1 ) упорядоченного множества  A :

N h 1

S H   h[i] . i  A 1 1

(13) (14)

2

изображения текущего центра окна медианного Journal of Engineering Sciences, Vol. 3, Issue 2 (2016), pp. H 7–H 14.

H9


h[q]

1

S0

SH

SL 0

Nh q

q12

3

4

5

6

1

-

+

2

-

+

3

-

+

4

-

+

5

-

+

7

6

Рисунок 6 – Гистограмма яркости пикселей изображения в окне медианного фильтра

Рисунок 7 – Перемещение окна медианного фильтра по изображению вдоль оси абсцисс

Полученное значение медианы A присваивается значению пикселя отфильтрованного изображеAm ed (m, n) ния с номерами и m  mm ed  (d 1) / 2 n  nm ed  (d  1) / 2 .

пикселями Ain a d d и Ain a d d . Для отыскания текущего

2.3. Вычисление медианны в текущем окне медианного фильтра При перемещении окна медианного фильтра вдоль абсциссы на один пиксель ( mm ed  mm ed  1 ) повтор-

ниям (5)–(7). Если количество пикселей SL с яркостью меньше медианы больше половины пикселей окна (условие (6) не выполняется), то элемент гистограммы с номером равным медиане A , добавляется к количеству пикселей S H со значениями яркости больше медианы, а значение медианы A уменьшается на 1:

1

H

2

2

ное построение гистограммы не производится, а корректируется гистограмма из предыдущего окна медианного фильтра и значения величин SL , S H и S0 следующим образом. Для каждой пары пикселей исключаемого (левого) столбца, предыдущего окна медианного фильтра, со значением яркости Ain a d d (на рисунке 7 данные пиксели помечены знаком «–») и добавляемого (правого) столбца, текущего окна медианного фильтра, со  in a d d

значением яркости A

(на рисунке 7 – знак «–»)

выполняются следующие операции: 1) пиксели рассматриваемой пары исключаются из гистограммы и добавляются в нее:

h[ Ain a d d]  h[ Ain a d d] 1 ,

(15)

h[ Ain add ]  h[ Ain add ]  1 ;

(16)

2) уточняются текущие значения параметров SL ,

S H и S0 . Для этого выполняются следующие операции для пикселя левого столбца: S L  S L  1, при Ain add  A 1 ; 2   S H  S H  1, при Ain add  A 12 ;   S 0  S 0  1, при Ain add  A 12 ,

(17)

значения медианы A необходимо уточнить величи1

ны SL , S H и

S0

2

, чтобы они удовлетворяли соотноше-

1

2

1

2

S H  S H  h[ A ] ,

(19)

A  A 1 .

(20)

1

1

1

2

1

2

1

(21)

S0  SW  SL  SH .

(22)

1

Значения SL , S H , S0 и A

2

H 10

Комп’ютерна інженерія

2

2

уточняются согласно

(19)–(22) до тех пор, пока значение SL не будет удовлетворять соотношению (6) S L  ESW / 2 . Если количество пикселей S H с яркостью больше медианы больше половины пикселей окна (условие (7) не выполняется), то элемент гистограммы с номером, равным медиане A , добавляется к количеству пикселей SL со значениями яркости меньше медианы, а значение медианы A увеличивается на 1: 2

2

S L  S L  h[ A ] ,

(23)

A  A 1 .

(24)

(18)

1

2

1

2

2

Элемент гистограммы с номером, равным новому значению медианы A , вычитается из числа пикселей S H с яркостью больше медианы, а также вычисляется новое значение количества пикселей S0 с яркостями, равными медиане A : 1

1

1

1

3) после изменения величин SL , S H , S0 согласно формул (17)–(18) определяется значение медианы A гистограммы с исключенным и добавленным

2

S L  S L  h[ A ] ,

1

S L  S L  1, при Ain add  A1 ; 2   S H  S H  1, при Ain add  A12 ;   S0  S0  1, при Ain add  A12 ;

2

Элемент гистограммы с номером, равным новому значению медианны A , вычитается из числа пикселей SL с яркостью меньше медианы, а также вычисляется новое значение количества пикселей S0 с яркостями, равными медиане A :

1

и для пикселя правого столбца:

2

2

1

2


S H  S H  h[ A ] ,

(25)

Связь значений пикселей исходного изображения Ain (m, n) и значений пикселей расширенного исход-

S0  SW  SL  SH .

(26)

ного изображения Ain a d d(m, n) формализуется выраже-

1

Значения SL , S H , S0 и A

1

2

2

уточняются согласно

(23)–(26), что осуществляется до тех пор, пока значение S H не будет удовлетворять соотношению (7). После пунктов 1) – 3) метода быстрой медианной фильтрации для всех пикселей из левого и правого столбцов (рис. 7) полученное значение медианы A 1

ниями, приведенными ниже. Значения пикселей расширенного исходного изображения Ain a d d(m, n) с номерами m  N AD D x, NCCD x  N AD D x 1 и n  N AD D y, NCCD y  N AD D y  1 связаны со значениями пикселей исходного изображения Ain (m, n) следующим выражением:

2

будет соответствовать медиане яркости пикселей в текущем окне медианного фильтра. 2.4. Медианная фильтрация на краях изображения При положении центра окна медианного фильтра на расстоянии, меньшем чем (d 1) / 2 от краев исходного изображения, пиксели окна медианного фильтра будут определенны неполностью (рис. 8). Медиана в этом случае будет вычисляться на количестве пикселей меньшем, чем количество пикселей окна медианного фильтра. При медианной фильтрации с окном меньшего размера на краях исходного изображения не будут отфильтрованы изображения объектов, площадь которых больше половины площади усеченного окна медианного фильтра. В работах [4–5] для устранения данного эффекта предложено дополнять исходное изображение Ain бордюром со стороны каждой из границ исходного изображения Ain . Значения пикселя бордюра изображения и пикселя изображения равны между собой при их симметричном размещении относительно ближайшей границы рассматриваемого изображения (рис. 9). Исходное изображение Ain размера NCCD x  NCCD y , дополненное бордюром, обозначим как расширенное Ain a d d исходное изображение с размерами ( NCCD x  2N AD D x)  ( NCCD y  2N AD D y) .

Ширины

бордюров

N AD D x и N AD D y , которыми дополняется исходное изо-

бражение слева–справа и сверху–снизу, определяются такими выраженями: N AD D x 

d 1 2

N AD D y 

d 1 2

,

Ain a d d(m, n)  Ain (m  N AD D x, n  N AD D y) ,

Значения пикселей бордюра исходного изображения Ain (m, n) слева равны значениям пикселей исходного изображения

(28)

Ain (m, n) ,

расположенным

симметрично левой границе изображения согласно следующему выражению: Ain a d d(m, n)  Ain ( N AD Dx  1  m, n)

(30)

где m  0, N AD D x  1 ; n  N AD D y, NCCD y  N AD D y  1 . Значения пикселей бордюра исходного изображения A (m, n) справа равны значениям пикселей in

исходного

изображения

Ain (m, n) ,

расположенным

симметрично правой границе изображения согласно следующему выражению: Ain add (m, n)  Ain (2NCCDx  N ADDx 1  m, n) ,

(31)

где m  NCD D x  N AD D x, NCD D x  2N AD D x  1 , n  N AD D y, NCCD y  N AD D y  1 . Значения пикселей бордюра исходного изображения Ain (m, n) , расположенных внизу изображения, а также в левом и правом нижнем его углах, можно выразить через значения пикселей расширенного исходного изображения Ain a d d(m, n) согласно следующему выражению: Ain a d d(m, n)  Ain a d d(m,2N AD D y  1  n) ,

(27) .

(29)

где

(32)

m  0, NCD D x  2 N AD D x  1 ; n  0, N AD D y  1 .

N ADDy

N ADDx

A in

NCCDx

Рисунок 8 – Медианная фильтрация на краях изображения

а б Рисунок 9 – Иллюстрация симметричного дополнения изображения: а – исходное изображение; б – исходное изображение, дополненное симметричным продолжением

Journal of Engineering Sciences, Vol. 3, Issue 2 (2016), pp. H 7–H 14.

H 11

H


Значения пикселей бордюра исходного изображения Ain (m, n) , расположенных сверху изображения, а также в левом и правом верхнем его углах, можно выразить через значения пикселей расширенного исходного изображения A (m, n) согласно in a d d

следующему выражению: Ain add (m, n)  Ain add (m,2( N CCDy  N ADDy )  1  n) ,

(33)

2.5. Яркостное выравнивание фона изображения Значения яркостей пикселей изображения с выровненным по яркости фоном Ao u t(m, n) , без низкочастотной составляющей, будут найдены как разность значений яркостей пикселей исходного изображения Ain (m, n) и значений яркостей пикселей отфильтрованного изображения Am ed (m, n) : Ao u t(m, n)  Ain (m, n)  Amed (m, n) ,

y

ляяются значениями пикселей предыдущих фрагментов. В этом случае значения пикселей исходного изображения Ain (m, n) и значения пикселей l -го фрагмента Acr l (m, n) связаны выражением

где m  0, NCDDx  2N ADDx  1 , n  N . CDDy  N ADDy , N CDDy  2 N ADDy  1 Расширенное исходное изображение Ain a d d после медианной фильтрации даст отфильтрованное изображение Am ed с размерами NCCD x  NCCD y , равными размеру исходного изображения Ain .

H

где E [ ] – операция определения целой части числа. При размере изображения по ординате не равному целому количеству фрагментов последние фрагменты изображения (с номером l  M  1 ) доопреде-

(34)

где m  0, N CDDx 1 и n  0, N CDDy 1 . 2.6. Деление исходного изображения на фрагменты Для сокращения памяти при медианной фильтрации больших изображений предлагается делить исходное изображение Ain на фрагменты, а медиан-

Acr l (m, n)  Ain (m, NCCD y  Ncry  n  1) ,

где m  0, N CCD x  1 ; n  0, Ncr y  1 ; l  M y  1 . При медианной фильтрации l -го фрагмента изображения Acr l так же, как и при медианной фильтрации изображения, необходимо дополнять фрагменты изображения бордюром. Если граница фрагмента изображения Acr l лежит внутри исходного изображения, то бордюром выступают соответствующие пиксели соседнего фрагмента изображения, являющиеся естественным продолжением исследуемого фрагмента [8]. В случае когда граница фрагмента изображения является границей исходного изображения, то значения пикселей бордюра фрагмента изображения Acr l (m, n) у соответствующих границ равны значениям пикселей расширенного исходного изображения Ain a d d(m, n) . Связь между значениями пикселей расширенного исходного изображения Ain a d d(m, n) и l -го расширенного фрагмента изображения Acr a d dl (m, n) имеет такой вид: Acr a d dl (m, n)  Ain a d d(m, n  Ncr y l ) ,

ную фильтрацию проводить над фрагментами изображений. Исходное изображение Ain размера делится на 1 M y фрагментов Acr l размером NCCDх  Ncr y , который зависит от допустимого объема

NCCD x  NCCD y

памяти, используемой при медианной фильтрации. При этом деление исходного изображения Ain на фрагменты проводится только вдоль оси ординат. Исходное изображение Ain размера NCCD x  NCCD y делится на

1 M y

фрагментов Acr l размером

NCCDх  Ncr y .

Можно ввести формальную связь значений пикселей исходного изображения Ain (m, n) и значений пикселей l -го

его фрагмента Acr l (m, n) : Acr l (m, n)  Ain (m, n  Ncr yl ) ,

(35)

где m  0, N  1 , n  0, Ncr y  1 ; l – номер фрагмента изображения вдоль ординаты l  0, M  1 ; M y – количество фрагментов изображения вдоль ординаты; N  N – размер фрагмента изображения вдоль абсциссы и ординаты. Количество фрагментов изображения вдоль оси ординат определяется выражениями CCD x

y

CCD x

cr y

 N CCD y  N CCD y  N CCD y  , при  E  N cr y  N cr y  N cr y  My    N CCD y  N CCD y   N CCD y   E   1, при  E  N N cr y  N cr y    cr y 

H 12

Комп’ютерна інженерія

,

(36)

(37)

(38)

где m  0, N  2 N  1 ; n  0, Ncr y  2 N AD D y  1 ; l  0, M y  1 . При этом значения пикселей отфильтрованного изображения Am ed (m, n) связаны со значениями пикселей l -х отфильтрованных фрагментов изображения Am ed l (m, n) согласно выражению CCD x

AD D x

Am ed (m, n)  Am ed l (m, n  lNcr y ) ,

(39)

где m  0, NCD D x  1 , n  0, NCD D y  1 и l  En Ncr y  . Рассмотренный в статье метод удаления низкочастотной составляющей изображений внедрен и успешно используется в ПО FrameSmooth (рис. 10). ПО FrameSmooth – кроссплатформенная программа, предназначенная для выравнивания остаточной фоновой составляющей изображений. Работа программы основана на фильтрации изображений с использованием инверсного медианного фильтра и нелинейного высокочастотного фильтра, а также астрономических мастер-кадров. Также реализована функция конвертации изображений в fits-формат [10]. В качестве показателей качества яркостного выравнивания используются среднее значение ˆ  и СКО ˆ  яркости фона на множестве пикселей фона


исследуемого локального сегмента до ˆ in , ˆ  in и после ˆ  out , ˆ  out выравнивания. Анализ введенных показателей качества выравнивания изображений свидетельствует, что в результате медианной фильтрации диапазон средних значений фона в сегменте кадра снижается в десятки раз. Диапазон средних значений яркости пикселей фона уменьшается в 131 раз по уровню 5 % от максимального значения гистограммы для сегментов 30х30 пикселей и в 145 раз для сегментов 50х50 пикселей. При этом СКО яркости пикселей фона в исследуемых сегментах меняется незначительно: в 1,2 раза по уровню 5 % от максимального значения гистограммы для значений яркости, рассчитанных в сегментах 30х30 пикселей, и 1,3 раза для сегментов 50х50 пикселей.

Предложенный в статье метод медианной фильтрации изображений позволяет в отличии от классического медианного фильтра обрабатывать изображения больших размеров с разбиением на секции без потери качества на краях секций и уменьшить время фильтрации. В отличии от калибровки цифровых астрономических кадров, с использованием служебных кадров с помощью медианной фильтрации можно удалить крупноструктурные составляющие не только «внутренние» по отношению к оптической системе, но и «внешние». Последние связаны с засветками от Луны, Солнца, а также засветками техногенного происхождения.

H

Рисунок 10 – Окно ПО FrameSmooth

3. ВЫВОДЫ В статье предложен вычислительный метод удаления низкочастотной составляющей изображений с использованием алгоритма медианной фильтрации. Для уменьшения времени вычисления медианы в статье предлагается к использованию быстрый алгоритм медианной фильтрации [7]. Известно, что при медианной фильтрации с окном меньшего размера на краях исходного изображения не будут отфильтрованы изображения объектов, площадь которых больше половины площади усеченного окна медианного фильтра. Для устранения данного эффекта исходное изображение Ain дополняется бордюром со стороны каждой из границ. Значения пикселя бор-

дюра изображения и пикселя изображения равны между собой при их симметричном размещении относительно ближайшей границы рассматриваемого изображения (рис. 9). Для сокращения памяти при медианной фильтрации больших изображений в статье используется фрагментация изображения. Предложенный вычислительный метод удаления низкочастотной составляющей изображений с использованием алгоритма медианной фильтрации позволяет повысить отношение сигнал/шум и уменьшить динамический диапазон изображений. Рассмотренный в статье метод внедрен в ПО FrameSmooth.

Journal of Engineering Sciences, Vol. 3, Issue 2 (2016), pp. H 7–H 14.

H 13


Deletion method of image low-frequency components using fast median filter algorithm Bilous, N. V.1), Krasov, O. I.2) , Vlasenko, V. P.3) 1) Kharkiv 2), 3)

National University of Radioelectronics, 14, Nauka Av., 61166, Kharkiv, Ukraine; West Center for Radio Observations, Kosmonavtіv Str., 89612, Mukacheve, Ukraine

This article proposes a computational method for removing low-frequency component of the raster image. Development of a calculation method is based on the fast median filtering. Presented method implementation removes low-frequency component for a larger image by dividing the image into sections for eliminating of the edge effect. The method can be usedfor enhancing the signal / noise ratio, reducing the dynamic range of images and processing time of large images, as well as allow for section-by-section filtering without the influence of the edge effect. Article also represents quality indicators of luminance image alignment. It was shown that a computer implementation of the proposed modification of the method of removing the low-frequency component of a larger image using a fast median filtering were made on FrameSmooth software. Keywords: processing of large images, background image alignment.

Видалення низькочастотної складової зображення з використанням медіанного фільтра Н. В. Білоус1), О. І. Красов2), В. П. Власенко3) 1) Харківський

національний університет радіоелектроніки, просп. Науки, 14, 61166, м. Харків, Україна; 2), 3) Західний центр радіотехнічного спостереження, вул. Космонавтів, 89612, м. Мукачеве, Україна

H

У статті запропоновано обчислювальний метод видалення низькочастотної складової зображень. Розроблення обчислювального методу грунтується на методі швидкої медіанної фільтрації. Подана реалізація методу видалення низькочастотної складової для великих зображень шляхом розбиття зображень на секції для усунення крайового ефекту. Розроблені в статті методи видалення низькочастотної складової зображень із розбиттям на секції використовуються для підвищення відношення сигнал / шум, зменшення динамічного діапазону зображень і зниження часу реалізації обчислювальних методів оброблення великих зображень, а також дозволяють проводити фільтрацію зображень за секціями без впливу крайового ефекту. Введено показники якості вирівнювання зображень. Подана комп’ютерна реалізація запропонованої модифікації методу видалення низькочастотної складової великих зображень із використанням швидкої медіанної фільтрації в ПЗ FrameSmooth. Ключові слова: оброблення великих зображень, вирівнювання фону зображення.

СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННЫХ ИСТОЧНИКОВ 1. Методы компьютерной обработки изображений / под ред. В. А. Сойфера. – 2-е изд., испр. – Москва : ФИЗМАТЛИТ, 2003. – 784 с. 2. Яншин В. В. Анализ и обработка изображений: принципы и алгоритмы / В. В. Яншин. – Москва : Машиностроение, 1994. – 112 с. 3. Гонсалес Р. Цифровая обработка изображений / Р. Гонсалес, Р. Вудс. – Москва : Техносфера, 2005. – 1072 с. 4. Яне Б. Цифровая обработка изображений / Б. Яне. – Москва : Техносфера, 2007. – 584 с. 5. Теоретические основы цифровой обработки изображений: учеб. пособ. / В. А. Сойфер, В. В. Сергеев, С. Б. Попов, В. В. Мясников. – Самара : Самарский государственный аэрокосмический университет им. С. П. Королева, 2000. – 256 с.

6. Principles of Digital Image Processing. Fundamental Techniques. Wilhelm Burger, Mark J. Burge. Springer, 2009. 7. Huang T. S., Yang G. J., Tang J. Y. A Fast TwoDimensional Median Filtering Algorithm / IEEE Transactions On Acoustics, Speech, And Signal Processing, Vol. ASP-27, No. 1, February 1979. 8. Даджион Д. Цифровая обработка многомерных сигналов / Д. Даджион, Р. Мерсеро ; пер. с англ. – Москва : Мир, 1988. – 488 с. 9. FrameSmooth – кроссплатформенная программа, предназначенная для выравнивания остаточной фоновой составляющей изображений на астрономических кадрах [Электронный ресурс]. – Режим доступа : http://www.neoastrosoft.com/filter_en.

REFERENCES 1. Soyfer, V. A. (2003). Metody komputernoy obrabotki izobrazheniy [Methods of computer image processing]. Fizmatlit [in Russian]. 2. Yanshyn, V. V. (1994). Analiz i obrabotka izobrazheniy: printsypy i algoritmy [Analysis and processing of images: principles and algorithms]. Moscow, Mashinostroenie [in Russian]. 3. Gonsales, R., Vuds, R. (2005). Tsyfrovaya obrabotka izobrazheniy [Digital image processing]. Tehnosfera [in Russian]. 4. Yane, B. (2007). Tsyfrovaya obrabotka izobrazheniy [Digital image processing]. Moscow, Technosphere [in Russian]. 5. Soyfer, V. A., Sergeev, V. V., Popov S. B. et al. (2000). Teoreticheskie osnovy tsyfrovoy obrabotki izobrazheniy [Theoretical basics of the digital image processing]. Samara State Aerospace University [in Russian].

H 14

Комп’ютерна інженерія

6. Huang, T. S., Yang, G. J., Tang, J. Y. (2009). Principles of Digital Image Processing. Fundamental Techniques. Wilhelm Burger, Mark J. Burge. Springer. 7. A Fast Two-Dimensional Median Filtering Algorithm / IEEE Transactions On Acoustics, Speech, And Signal Processing, Vol. ASP-27, No. 1, February 1979. 8. Dadgion, D., Mersero, R. (1988). Tsyfrovaya obrabotka mnogomernyh signalov [Digital processing of the multidimensional signals]. Moscow [in Russian]. 9. FrameSmooth – crossplatform program for alignment of the residual background component images on the astronomical frames: http://www.neoastrosoft.com/filter_en [electronic resource].


ЖУРНАЛ ІНЖЕНЕРНИХ НАУК JOURNAL OF ENGINEERING SCIENCES ЖУРНАЛ ИНЖЕНЕРНЫХ НАУК Web site: http://jes.sumdu.edu.ua/ Том 3, № 2 (2016) УДК 681.518.:004.93.1

Система функціонального контролю привода шахтної підіймальної установки, здатна навчатися В. І. Зимовець1), А. С. Чирва1), О. І. Марищенко2) 1) Сумський 2) ТОВ

державний університет, вул. Римського-Корсакова, 2, 40007, м. Суми, Україна; «УЛИС Системс», бул. Верховної Ради, 36, 02094, Київ, Україна

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

Correspondent Author’s Address: 05 October 2016 05 December 2016 11 December 2016

1)

zc.vika@gmail.com

Процес автоматизації керування технологічними процесами шляхом використання діагностування технічного стану електродвигунів у робочих режимах дозволяє до мінімуму знизити збиток від цих наслідків за рахунок раннього виявлення зароджуваних дефектів. Сьогодні не завершене розроблення єдиної теорії діагностування приводів шахтних підіймальних машин. На практиці контроль технічного стану в основному здійснюється під час проведення планових ремонтів, що не дозволяє виявити зароджувані дефекти і запобігти значним пошкодженням приводів аж до їх повного виходу з ладу. Труднощі одержання діагностичної інформації полягають у тому, що між головними функціональними вузлами електричних машин існує взаємозалежність. Це означає, що при виникненні фізичного пошкодження у будь-якому із вузлів, в інших вузлах, як наслідок, також з'являються умовні несправності. Основним шляхом підвищення функціональної ефективності автоматизованої системи керування приводами шахтних підіймальних машин є надання їй властивості адаптивності на основі використання ідей і методів машинного навчання та розпізнавання образів. Для підвищення експлуатаційної надійності та терміну служби електропривода шахтної підіймальної машини пропонується інформаційно-екстремальний алгоритм машинного навчання системи функціонального контролю електропривода з гіперсферичним класифікатором. Як критерій функціональної ефективності навчання системи функціонального контролю використана нормована ентропійна міра Шеннона.

H

Ключові слова: інформаційно-екстремальна інтелектуальна технологія, функціональний контроль, навчальна матриця, алгоритм навчання, критерій функціональної ефективності, електропривід, шахтна підіймальна машина.

1. ВСТУП Для підвищення експлуатаційної надійності та терміну служби електропривода шахтної підіймальної машини (ШПМ) необхідне своєчасне виявлення (діагностування) його дефектів, ще до виникнення аварійної ситуації. Таке завдання вирішує система функціонального контролю безпосередньо у процесі експлуатації електропривода. На практиці одним із заходів, вжитих у цьому напрямку, є регламентація переходу від обслуговування за фактом виходу електропривода з ладу (Reactive Maintenance) до обслуговування за регламентом (Preventive Maintenance) [1]. Але найбільш ефективним підходом визнано вважати обслуговування за фактичним станом (Predictive Maintenance) [2]. З цією метою для вирішення завдань функціонального контролю електроприводів широко використовують методи інтелектуального аналізу даних [3-5]. Основна більшість відомих методів інтелектуального аналізу даних має модельний характер, оскільки не враховує довільні початкові умови, що обумовлюють апріорну невизначеність. Крім того, на практиці класи розпізнавання

які характеризують можливі функціональні стани електропривода, перетинаються в просторі ознак, що потребує дефазифікації нечітких даних. При використанні кількісної шкали вимірювання ознак розпізнавання ефективним методом такої дефазифікації є застосування машинного навчання, що дозволяє трансформувати апріорно нечітке розбиття простору ознак розпізнавання в чітке. Одним із перспективних підходів до синтезу системи функціонального контролю електропривода є застосування ідей і методів інформаційноекстремальної інтелектуальної технології (ІЕІ-технології), що ґрунтується на максимізації інформаційної спроможності системи підтримки прийняття рішень у процесі її навчання [4–6]. Метою роботи є розроблення алгоритму інформаційної системи контролю електропривода шахтної підіймальної машини, яка ґрунтується на вимірюванні, обробленні та поданні струмів, що проходять обмотками статора, і температур підшипників.

Journal of Engineering Sciences, Vol. 3, Issue 2 (2016), pp. H 15–H 19.

H 15


2. ОСНОВНА ЧАСТИНА 2.1. Постановка завдання Розглянемо формалізовану постановку завдання інформаційного синтезу системи функціонального контролю електропривода ШПМ, здатної навчатися. Нехай дано алфавіт { X mo | m  1, M } класів розпізнавання, що характеризують функціональні стани вузлів привода ШПМ, і навчальну матрицю типу «об’єкт – властивість» || y m( j, i) ||, i  1, N , j  1, n , де – N , n кількість ознак розпізнавання та векторів-реалізацій (далі реалізації) класів розпізнавання відповідно. При цьому рядок матриці { y m , i | i  1, N } визначає j -ту

G  T    Z  Y  оператор оброблення вхідних сигналів (формування вибіркової множини Y на вході системи діагностування. Як універсум випробувань W розглядається декартівий добуток: W  G  T    Z . У загальному випадку категорійну модель системи діагностування роботи вузлів електропривода, здатної навчатися, розглянемо в рамках ІЕІ-технології у вигляді структурної діаграми відображення операторами множин, що застосовуються у процесі навчання (рис. 1) [4]. v

V u

G T  Ω  Z

( j)

бірку значень i -ї ознаки. Відомий структурований вектор параметрів навчання системи діагностування роботи привода

r

( j)

реалізацію, а стовпчик { y m , i | j  1, n} – навчальну ви-

E

1

2

X

q

~  |M | Рисунок 1 – Категорійна модель навчання Y

Ψ

I |l|

На діаграмі (рис. 1) показано такі множини: 

M

розбиття

простору

ознак

розпізнавання;

I  множина допустимих гіпотез; |q| – множина точнісних характеристик; Е – інформаційний критерій функціональної ефективності навчання системи діагностування. Показані на рис. 1 оператори мають такі призначення: оператор  l

g  xm , d m  ,

H

(1)

де x m – еталонна реалізація, що визначає геометричний центр радіально-базисної розподільної гіперповерхні, яку далі будемо називати контейнером класу X mo ; d m – радіус контейнера класу X mo . Необхідно на етапі навчання оптимізувати координати вектора (1) шляхом пошуку глобального максимуму усередненого за алфавітом класів розпізнавання інформаційного критерію функціональної ефективності (КФЕ) в робочій (допустимій) області визначення його функції:

E

1 M (k )  max Em , M m1GE {k }

(2)

де Em(k ) – інформаційний КФЕ навчання системи розпізнавати реалізації класу X , значення якого o m

обчислюється на k -му кроці навчання; GE  робоча (допустима) область визначення функції КФЕ; {k} – множина кроків навчання. При функціонуванні системи діагностування в режимі екзамену, тобто безпосередньо в робочому режимі, необхідно прийняти рішення про належність розпізнавальної реалізації до одного із класів заданого алфавіту. 2.2. Математична модель Процес діагностики стану роботи вузлів електропривода розглянемо у вигляді категорійної моделі – узагальненого орієнтованого графу, ребра якого є відповідними операторами відображення множин, що застосовуються в процесі машинного навчання. При цьому вхідний математичний опис системі діагностування подано у вигляді

 B   G, T , , Z , Y , X ;Ф1 , Ф2  ,

(3)

де G  простір вхідних сигналів (факторів); T  множина моментів часу зняття інформації;   простір ознак розпізнавання; Z – простір можливих станів роботи вузлів привода; Y  множина сигналів після первинного оброблення інформації; X – вибіркова множина в бінарному просторі; Ф1, Ф2 – оператори формування множин Х та Y відповідно. H 16

Комп’ютерна інженерія

будує розбиття  M простору ознак на класи розпізнавання; оператор  перевіряє основну статистичну гіпотезу про належність реалізацій;  оператор формує множину точносних  характеристик; оператор обчислює множину значень інформаційного КФЕ; оператор r реалізує ітераційний процес оптимізації геометричних параметрів розбиття  ; V – множина типів радіально-базисних гіперповерхонь; оператор u регламентує процес навчання і дозволяє оптимізувати параметри його плану. При цьому правий контур операторів безпосередньо оптимізує M

геометричні параметри розбиття  системі контрольних допусків розпізнавання.

M

при заданій на ознаки

2.3. Алгоритм навчання системи діагностування Розглянемо реалізацію алгоритму навчання системи діагностування привода ШПМ. При цьому в рамках ІЕІ-технології навчання системи діагностування будемо здійснювати за ітераційною процедурою пошуку глобального максимуму КФЕ (2) в робочій (допустимій) області визначення його функції: d m*  arg max E m , G E { d }

(4)

де {d} – множина значень радіусів контейнера класу X mo , що відновлюється в радіальному базисі простору ознак розпізнавання. Розглянемо етапи реалізації алгоритму навчання системи діагностування: 1) формування бінарної навчальної матриці || xm( j,i) || , яке здійснюється за правилом  1, xm( j,)i    0,

if

y1, i    y1(, ji )  y1, i   ,

if

else.

(5)


де   параметр поля контрольних допусків на діагностичні ознаки; 2) формування масиву еталонних двійкових век-

{x m , i | m  1, M , i  1, N } ,

торів-реалізацій

елементи

яких визначаються за правилом

xm ,i

m

де

1 n ( j)   xm ,i   m ; 1, if  n j 1 0, if else, 

(6)

 рівень селекції координат вектора

xm  X , який за замовчуванням дорівнює  m = 0,5; o m

3) розбиття множини еталонних векторів на пари найближчих «сусідів»: |m2|  xm , xl , де xl  еталонний вектор сусіднього класу X lo . При цьому сусіднім еталонним вектором вважається такий, кодова відстань до якого є мінімальною. За наявності декількох однакових мінімальних елементів обирається із них будь-який, оскільки вони є рівноправними. Сформується структурована множина елементів попарного розбиття {|m2| | m  1, M } , яка задає план навчання; 4) оптимізація кодової відстані d m відбувається за рекурентною процедурою: d m (k )  [d m (k  1)  h | d m (k )  Gmd ] .

При цьому береться Em (0)  0 , h = 1; 5) процедура закінчується при знаходженні максимуму КФЕ в робочій області його визначення: Em  max Em (d ),

від значення псевдосфер d, кількості реалізацій кожного класу, а також подій, що визначають належність чи неналежність реалізацій до відповідних контейнерів. Таким чином, основною функцією базового алгоритму навчання у рамках ІЕІ-технології є обчислення на кожному кроці навчання інформаційного КФЕ, організація пошуку його глобального максимуму в робочій області визначення функції критерію і визначення оптимальних геометричних параметрів розбиття простору ознак на класи розпізнавання [5]. 2.4. Приклад реалізації алгоритму машинного навчання Структурну схему шахтної підіймальної машини показано на рис. 2 [3]. Реалізація алгоритму машинного навчання системи функціонального контролю електропривода ШПМ здійснювалася за навчальною вибіркою, сформованою за результатами моніторингу роботи привода для трьох класів: клас X 1o характеризує функціональний стан «Норма», клас X 2o характеризує стан підвищеної температури підшипників двигуна, клас X 3o – підвищеної температури підшипників барабана. Навчальна матриця складалась із 40 реалізацій (кожна реалізація являла собою цикл підйом-спуск). Оскільки ознаки мали різні шкали вимірювання, було виконано нормалізацію за методом зведених шкал. Графіки залежності нормованого КФЕ (7) від радіусів контейнерів класів розпізнавання, одержані у процесі реалізації алгоритму (4), показано на рис. 3.

d 

де {d}  {d1 , ...,d k ,...,d max}[0; d ( xm  xl ) 1]  множина радіусів концентрованих гіперсфер, центр яких визначається вершиною еталонного вектора xm  X mo . При цьому множина {d} є так само множиною кроків навчання системи діагностування. Як критерій КФЕ навчання системи діагностування у рамках IEI-технології може розглядатися будь-яка статистична інформаційна, яка є функціоналом від точнісних характеристик. Широкого використання на практиці набув для оцінювання двохальтернативних рішень, наприклад інформаційний ентропійний критерій Шеннона [5] E mk   1 

1   k   k  log 2 k       k k 2    D 2   D 2k  k 

k 

D1 D  k   k   log 2 k  1 k   k  log 2 k  D1   D1   D1k    k  D1   k 

D 2k 

k 

k 

 D2

log 2

D 2k 

k 

k 

 D2

 ,  

(7)

де D1k  (d ) , D 2k  (d ) – перша та друга достовірності, обчислені на k-му кроці навчання;  k  (d ) ,  k  (d ) – помилка першого та другого родів відповідно, які обчислюються на кожному рівні навчання і залежать

а б Рисунок 2 – Структурна схема шахтної підіймальної машини: а – загальна схема (I – двигун підняття; II – редуктор; III – барабан; IV – копрові блоки; V – підземний бункер для корисних копалин; VI – ваговий дозатор підземного бункера; VII – розвантажувальні криві; VIII – процес розвантаження скіпа; IХ – поверхневий бункер для корисних копалин); б – електропривід (1 – датчики температури підшипника двигуна; 2 – датчики температури підшипника двигуна; 3 – датчик температури підшипника барабана)

Journal of Engineering Sciences, Vol. 3, Issue 2 (2016), pp. H 15–H 19.

H 17

H


На рисунку 3 заштрихованими ділянками на графіках позначено робочі (допустимі) області визначення функції (4), в яких перша і друга ймовірності перевищують відповідно помилки 1-го та 2-го роду. Аналіз рисунка 3 свідчить, що оптимальний радіус контейнера класу X 1o дорівнює d1*  21 (в

ка О. Г. [7] у рамках ІЕІ-технології для досягнення високої ефективності та достовірності функціонування системи необхідно здійснити оптимізацію контрольних допусків. Оскільки графіки на рис. 3 а і рис. 3 б мають ділянки типу «плато», то за оптимальні згідно з мінімально-дистанційним принципом теорії розпізнавання образів брали мінімальні значення радіусів контейнерів на цих ділянках.

кодових одиницях), для класу X 00 – d2*  23, класу X 20 – d 3*  18 при усередненому значенні КФЕ E  0,66. Згідно з принципом відкладених рішень Івахнен-

а

б

H

в

Рисунок 3 – Графіки залежності КФЕ від радіусів контейнерів класів розпізнавання: а – клас X 10 ; б – клас X 20 ; в – клас X 30 3. ВИСНОВКИ У рамках IEI-технології було розроблено алгоритм інформаційної системи контролю електропривода шахтної підіймальної машини. Реалізація у рамках IEI-технології алгоритму СППР для системи діагностування роботи привода ШПМ дозволяє побудувати вирішальні правила шляхом цілеспрямованого пошуку глобального

максимуму інформаційного критерію в робочій області визначення його функції. Згідно з принципом відкладених рішень Івахненка О. Г. [7] у рамках ІЕІ-технології для підвищення коефіцієнта ефективності та достовірності функціонування системи необхідно здійснити оптимізацію контрольних допусків.

Learning control system of lifting machine motors V. I. Zimovets1), A. S. Chirva1), O. I. Marishchenko2) 1) Sumy 2) JSC

State University, 2, Rymskogo-Korsakova Str., 40007, Sumy, Ukraine; “ULYS Systems”, 36, Verkhovna Rada Av., 02094, Kyiv, Ukraine

Process automation control by diagnostic electric motors in operation conditions allows to reduce to a minimum the damage from these consequences due to early detection of defects. The theory of diagnosticof lifting machine motors has not been completely developed yet. In practice, the control of technical state of the motors is mainly performed during scheduled maintenance, which does not reveal to detect originating defects and to prevent significant damage of motors up to their complete failure. The difficulty of obtaining diagnostic information is that the main functional units of electric motors are dependent. This means that physical damage in any unit results in malfunctions of other units. The main way of increasing the efficiency of the automated control system of lifting machine motors is giving it the properties of adaptability on the basis of ideas and methods of machine learning and pattern recognition. To increase the operational reliability and service life of a mine electric lifting machines the article offers an information and machine learning algorithm for extreme functional control systems with electric hyprnspherical classifier. Normalized Shannon entropy measure was used as a criterion for functional efficiency of leaning systems of the functional control. Keywords: information-extreme intellectual technology, functional control, learning matrix, learning algorithm, functional efficiency criteria, electric drive, mine hoisting engine.

H 18

Комп’ютерна інженерія


Система функционального контроля привода шахтной подъемной машины, имеющая способность к обучению В. И. Зимовец1), А. С. Чирва1), А. И. Марищенко2) 1) Сумский 2) ООО

государственный университет, ул. Римского-Корсакова, 2, 40007, г. Сумы, Украина; «УЛИС Системс», бул. Верховного Совета, 36, 02094, Киев, Украина

Процесс автоматизации управления технологическими процессами путем использования диагностирования технического состояния электродвигателей в рабочих режимах позволяет до минимума снизить ущерб от этих последствий за счет раннего выявления зарождающихся дефектов. В настоящее время не завершена разработка единой теории диагностирования приводов шахтных подъемных машин. На практике контроль технического состояния в основном осуществляется во время проведения плановых ремонтов, не позволяет выявить дефекты, которые зарождаются, и предотвратить значительные повреждения приводов до их полного выхода из строя. Трудности получения диагностической информации заключается в том, что между главными функциональными узлами электрических машин существует взаимозависимость. Это означает, что при возникновении физического повреждения в любом из узлов, в других узлах, как следствие, также появляются условные неисправности. Основным путем повышения функциональной эффективности автоматизированной системы управления приводами шахтных подъемных машин является предоставление ей свойства адаптивности на основе использования идей и методов машинного обучения и распознавания образов. С целью повышения эксплуатационной надежности и срока службы электропривода шахтной подъемной машины предлагается информационно-экстремальный алгоритм машинного обучения системы функционального контроля электропривода с гипенрсферическим классификатором. В качестве критерия функциональной эффективности обучения системы функционального контроля использована нормированная энтропическая мера Шеннона.

H

Ключевые слова: информационно-экстремальная интеллектуальная технология, функциональный контроль, учебная матрица, алгоритм обучения, критерий функциональной эффективности, электропривод, шахтная подъемная машина.

СПИСОК ВИКОРИСТАНИХ ДЖЕРЕЛ 1. Шерстюк В. Г. Динамическая сценарно-прецедентная интеллектуальная система для управления подвижными объектами / В. Г. Шерстюк // Искусственный интеллект. – 2011. – № 4. – С. 362–363. 2. Основные принципы разработки и практической реализации алгоритма автоматизированного прогнозирования горно-геологических параметров угольных месторождений / Ю. Н. Кузнецов, Д. А. Стадник, Н. М. Cтадник и др. // Горный информационно-аналитический бюллетень. – 2015. – № 12. – С. 101–102. 3. Титко О. І. Спосіб електромагнітної діагностики стану підшипників електричних машин / О. І. Титко, М. С. Гуторова // Праці Інституту електродинаміки Національної академії наук України. – 2011. – № 28. – С. 61–62.

4. Сидоренко В. Н. Мониторинг мощных электроприводов на основе технологии Data Mining / В. Н. Сидоренко, А. П. Черный // Електротехнічні та комп’ютерні системи. – 2011. – № 3. – С. 414–416. 5. Довбиш А. С. Основи проектування інтелектуальних систем / А. С. Довбиш. – Суми : СумДУ, 2009. – 171 c. 6. Довбиш А. С. Інтелектуальні інформаційні технології в електронному навчанні / А. С. Довбиш, А. В. Васильєв, В. О. Любчак. – Суми: Видавництво СумДУ, 2013. – 172 с. 7. Ивахненко А. Г. Самоорганизация прогнозирующих моделей / А. Г. Ивахненко, Й. А. Мюллер. – Киев : Техника, 1985. – 219 с.

REFERENCES 1. Sherstyuk, V. G. (2013). Dinamicheskaya stsenarnopretsedentnaya intellektualnaya sistema dlya upravleniya podvizhnyimi ob'ektami [Scenario-Case Model for Intelligent Training System]. Iskusstvennyiy intellekt – Artificial Intelligence, 4, 362–363 [in Russian]. 2. Kuznetsov Yu. N. (2015). Osnovnyie printsipyi razrabotki i prakticheskoy realizatsii algoritma avtomatizirovannogo prognozirovaniya gorno-geologicheskih parametrov ugolnyih mestorozhdeniy [Basic principles of development and practical implementation an algorithm for automated prediction of geological conditions for coal deposits]. Gornyiy informatsionno-analiticheskiy byulleten – Mining informational and analytical bulletin, 12, 101–102 [in Russian]. 3. Tytko, O. I., Gutorova, M. S. (2011). Sposib elektromagnitnoyi diagnostiki stanu pidshipnikiv elektrichnih mashin [Way of electromagnetic diagnostics of a condition of bearings of electric machines]. Pratsi Institutu elektrodinamiki Natsionalnoyi akademiyi nauk Ukrayiny – Proceedings of the Institute of Electrodynamics National Academy of Sciences of

Ukraine, 28, 61–62 [in Ukrainian]. 4. Sidorenko, V. N., Chernyiy, A. P. (2011). Monitoring moschnyih elektroprivodov na osnove tehnologii Data Mining [Monitoring of powerful electric drives on the basis of Data Mining technology]. Elektrotehnichni ta komp’yuterni sistemi – Electrical and computer systems, 3, 313–316 [in Russian]. 5. Dovbysh, A.S. (2009). Osnovi proektuvannya Intelektualnih system [Bases of designing Intelligent Systems], Sumy, Sumy State University [in Ukrainian]. 6. Dovbysh, A. S. (2013). Intelektualni informatsiyni tehnologiyi v elektronnomu navchanni [Intelligent information technologies in e-learning] Sumy: SumSU [in Ukrainian]. 7. Ivaxnenko A. G. (1985). Samoorganizaciya prognoziruyushhix modelej [Self-organization of predictive models]. Kyiv : Technology [in Russian].

Journal of Engineering Sciences, Vol. 3, Issue 2 (2016), pp. H 15–H 19.

H 19


ЖУРНАЛ ІНЖЕНЕРНИХ НАУК JOURNAL OF ENGINEERING SCIENCES ЖУРНАЛ ИНЖЕНЕРНЫХ НАУК Website:http://jes.sumdu.edu.ua/ Том 3, № 2 (2016)

Шановні автори нашого журналу! Редакційна колегія «Журналу інженерних наук» при відборі статей надає особливу увагу їх структурі (відповідно Постанови Президіуму ВАК України «Про підвищення вимог до фахових видань, внесених до переліків ВАК України» от 15.01.2003 г. № 7-05/1). До публікації приймаються оригінальні статті в електронному вигляді одного чи кількох авторів (до 5 осіб включно) відповідно до головних рубрик «Журналу інженерних наук». Наукові статті повинні містити такі елементи: - постановка проблеми у загальному вигляді та її зв’язок з важливими науковими та практичними завданнями; - аналіз останніх досліджень та публікацій, в яких закладено початок вирішенню даної проблеми на які спирається автор; - виокремлення раніше невирішених складових загальної проблеми, яким присвячена стаття; - формулювання цілей статті(постановка задачі); - викладення основного матеріалу дослідження з повним обґрунтуванням отриманих наукових результатів; - висновки стосовно даного дослідження і перспективи подальших розробок у заданому напрямку.

H

Всі статті проходять незалежну закриту рецензію. Для публікації в науковому журналі авторам в електронному вигляді на електронну пошту jes.sumdu@gmail.com або через веб-сервіс сайту необхідно надати наступні документи: - стаття (російською, українською чи англійською мовою);

-

розширену анотацію англійською мовою (100–200 слів).

Увага! За відсутності одного з вказаних компонентів, наявності великої кількості стилістичних, орфографічних та граматичних помилок, а також при оформленні не за правилами, матеріали не приймаються до розгляду редколегією та не рецензуються. Мінімальний об’єм матеріалів: 1. Науково-теоретичні статті(до 25 000 символів, близько 14 стор.) – присвячені теоретичному пошукові і поясненню закономірності явищ, що вивчаються. Теоретичні статті є базою для проведення будь –якого дослідження. Часто шляхом лише теоретичних міркувань відкривались фундаментальні закони, котрі пізніше підтверджувались дослідами та експериментами. Є галузі, де лише теоретичні методи дозволяють розкрити сутність об’єкта, що цікавить. 2. Науково-практичні статті (до 10 000 символів, близько 6 стор.) – присвячені науковим експериментам та реальному досвіду. В них описуються методи проведення експериментів або засоби спостереження і фіксації певних явищ. Обов’язковою частиною такої статті є викладення результатів та їх пояснення, отримане у процесі безпосереднього дотикання та дії на об’єкт дослідження. 3. Науково-методичні статті (до 15 000 символів, близько 8 стор.) – присвячені огляду процесів, методів, інструментів, що дозволяють домогтися наукових або прикладних задач. Часто формуванню нової методики передує повноцінна наукова робота, результати якої дозволяють створити більш нову методику на основі заново виявлених закономірностей. Тому нерідко тематики дисертацій присвячені розробці методики (механізму, інструментарію тощо). Подібні статті в подальшому кладуться в основу довідників.

H 20

Комп’ютерна інженерія


УГОДА ПРО ПЕРЕДАЧУ АВТОРСЬКИХ ПРАВ

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

Адреса редакційної колегії:

вул. Римського-Корсакова, 2, м. Суми, 40007 Лабораторний корпус А, каб. ЛА-207

Телефони:

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

Електронна адреса:

jes.sumdu@gmail.com

Web-site:

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

Свідоцтво про Державну реєстрацію друкованого засобу масової інформації КВ № 20499-10299 ПР від 11.12.2013 Сумський державний університет, 2016


Адреса редакційної колегії:

вул. Римського-Корсакова, 2, м. Суми, 40007 Лабораторний корпус А, каб. ЛА–207

Телефони:

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

Електронна адреса:

jes.sumdu@gmail.com

Web-site:

http://jes.sumdu.edu.ua

Свідоцтво про Державну реєстрацію друкованого засобу масової інформації КВ № 20499-10299 ПР від 11.12.2013 Сумський державний університет, 2016


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

ЖУРНАЛ ІНЖЕНЕРНИХ НАУК JOURNAL OF ENGINEERING SCIENCES ЖУРНАЛ ИНЖЕНЕРНЫХ НАУК

Науковий журнал Scientific Journal Научный журнал

Відповідальний за випуск Д. В. Криворучко Комп’ютерне складання та верстання: М. М. Дем’яненко, І. В. Павленко Коректори: Н. З. Клочко, Н. В. Лисогуб, С. М. Симоненко

Підписано до друку 27.12.2016. Формат 60х84/8. Папір офс. Друк офс. Ум. друк. арк. 11,62. Обл.-вид. арк. 12,70. Наклад 100 пр. Замовлення № 75. Сумський державний університет, 40007, м. Суми, вул. Римського-Корсакова, 2 Свідоцтво про внесення суб’єкта видавничої справи до Державного реєстру ДК № 3062 від 17.12.2007. Надруковано у друкарні СумДУ, вул. Римського-Корсакова, 2, м. Суми, 40007

Journal of Engineering Sciences, Volume 3, Issue 2 (2016)  

Journal of Engineering Sciences is a scientific journal which is published on open access and covers urgent issues of modern high-tech produ...

Read more
Read more
Similar to
Popular now
Just for you