11 - Ученые записки КИПУ

МИНИСТЕРСТВО ОБРАЗОВАНИЯ И НАУКИ
АВТОНОМНОЙ РЕСПУБЛИКИ КРЫМ
РЕСПУБЛИКАНСКОЕ ВЫСШЕЕ УЧЕБНОЕ ЗАВЕДЕНИЕ
«КРЫМСКИЙ ИНЖЕНЕРНО-ПЕДАГОГИЧЕСКИЙ УНИВЕРСИТЕТ»
УЧЕНЫЕ ЗАПИСКИ
КРЫМСКОГО ИНЖЕНЕРНО-ПЕДАГОГИЧЕСКОГО
УНИВЕРСИТЕТА
Выпуск 11
ТЕХНИЧЕСКИЕ НАУКИ
Симферополь
2008
Свидетельство о государственной регистрации печатного средства массовой информации
выдано Государственным комитетом телевидения и радиовещания Украины 12.01.2006 г.
Серия КВ № 10833.
Сборник включен в перечень научных специальных изданий.
Постановление президиума ВАК Украины № 1-05/1 от 18.01.2007 г.
Вчені записки Кримського інженерно-педагогічного університету. Випуск 11. Технічні
науки. – Сімферополь: НІЦ КІПУ, 2008. – 86 с.
Друкується за рішенням Вченої ради Республіканського вищого навчального закладу
«Кримський інженерно-педагогічний університет». Протокол № 6 від 30.06.2008 р.
У збірник вміщено статті з інженерно-технічних напрямів науково-дослідної діяльності,
які підготовлені професорсько-викладацьким складом, науковцями, аспірантами, студентами
Кримського інженерно-педагогічного університету, а також інших ВНЗ.
Для науковців, викладачів, аспірантів і студентів вищих навчальних закладів.
Ученые записки Крымского инженерно-педагогического университета. Выпуск 11.
Технические науки. – Симферополь: НИЦ КИПУ, 2008. – 86 с.
Печатается по решению Ученого совета Республиканского высшего учебного заведения
«Крымский инженерно-педагогический университет». Протокол № 6 от 30.06.2008 г.
В сборник включены статьи по инженерно-техническим направлениям научноисследовательской
деятельности,
подготовленные
профессорско-преподавательским
составом, научными работниками, аспирантами и студентами Крымского инженернопедагогического университета, а также других вузов.
Для научных работников, преподавателей, аспирантов и студентов высших учебных
заведений.
Редакционная коллегия:
Якубов Ф. Я., д.т.н., профессор, заслуженный деятель науки и техники Узбекистана,
заслуженный работник народного образования Украины (главный редактор)
Кропотова Н. В., к.х.н., доцент, проректор по научной работе (зам. главного редактора)
Абдулгазис У. А., д.т.н., профессор, заслуженный деятель науки и техники АРК
Куркчи У. М., д.т.н., профессор, заслуженный деятель науки и техники Украины
Подригало М. А., д.т.н., профессор
Шмигальский В. Н., д.т.н., профессор, заслуженный деятель науки и техники Украины
Якубов Д. Я., д.т.н., профессор
Фазылова А. Р. (ответственный редактор).
© НИЦ КИПУ, 2008
СОДЕРЖАНИЕ
Раздел 1. Проблемы производства и эксплуатации машин и механизмов
Подзноев Г. П., Абдулгазис У. А.
Некоторые особенности термодинамического Н-Дизеля на основе
металлогидридного энергоносителя …………………………………………………………………………………….…..…… 5
Абдулгазис А. У., Подригало М. А., Клец Д. М.
Влияние соотношения динамических радиусов ведущих колес
на устойчивость автомобиля против заноса …………………………………….………………………………………… 10
Усеинов Б. К.
Сравнительный анализ методов расчета элементов инженерных
конструкций и вопросы экономии материалов ………………………………………...………………………………... 15
Халилов В., Эреджепов М. К.
Определение тенденций процесса послойного впрыска топлива
для улучшения экономических и экологических показателей дизеля ………………………………….…. 18
Бабицкий Л. Ф.
Предпосылки создания вибро-импульсно-резонансных
почвообрабатывающих рабочих органов …………………………………………………………...………………………. 22
Свищук С. В.
Анализ существующих теоретических предпосылок для расчета
дисковых рабочих органов почвообрабатывающих машин ……………………………………….......……….... 26
Куклин В. А.
Технико-экономическая эффективность применения комбинированного
вибрационного рабочего органа для поверхностной обработки почвы ………………...………………... 29
Абдулгазис У. А., Эреджепов М. К., Халилов В.
Поддержание эффективности работы жидкостных охлаждающих систем
автотракторных двигателей, заправляемых водой ………………………………...………………..……………........ 32
Изидинов А. С.
Системный анализ корпоративных информационно-вычислительных сетей
и особенности процессов их мониторинга …………………………………………………….……………………....…… 38
Подзноев Г. П., Андрейчук А., Аппазов Б.
Влияние добавочной воды при гидролизе AlH3 на изменение параметров
термодинамического цикла Н-Дизеля …………………………………………………..…………………………………….. 40
Раздел 2. Новые технологии в машиностроении
Якубов Ч. Ф., Сарычев Э. Н.
Оценка эффективности упрочняющего действия СОТС на основе аналогии
с работой износостойких покрытий для инструментов из быстрорежущей стали ……….……….. 45
Падерин В. Н., Нуриев Е. А.
Повышение вентилируемости пресс-форм литья под давлением
с целью снижения пористости отливок ………………………………………………………………………………............ 48
Падерин В. Н., Галух В. И.
Исследование влияния способа литья под давлением с двумя камерами
прессования на пористость и герметичность отливок из алюминиевых сплавов ………..…........… 54
3
Хабрат Н. И.
Расчет автоматического осевого многодискового тормоза
с размыкающимися поверхностями ……………………………………………………………………………………………. 59
Шрон Л. Б., Канареев Ф. Н., Богуцкий В. Б., Баталин А. С.
Сравнительный анализ процессов образования резьб малых размеров
режущими и деформирующими мечиками ……………………….….........................................................................……. 62
Новоселов Ю. К., Ягьяев Э. Э.
Нейросетевая информационная модель диагностики процесса чистового
шлифования ………………………………………………………………………………………...……………………………….......…….. 65
Мевлют Ш. Т., Полях Д. М., Абдуллаев А. Э.
Цифровая регистрация и определение сварочных технологических
параметров лазерного излучения …………………………………………………………………..…………………………….. 68
Раздел 3. Переработка вторичного сырья в машиностроении
Эреджепов М. К., Подзноев Г. П., Абдулгазис Д. У.
Экологические проблемы применения низкозамерзающих охлаждающих
жидкостей в автотракторных двигателях и технологические рекомендации
по их утилизации …………………………………………………...………………………………………………………………….…... 71
Куркчи Э. У.
Электрохимическая переработка отходов псевдосплава W-CU-NI анодным
окислением в растворах нитратов щелочных металлов ……………………………………………………….…… 75
Куркчи У. М., Акуличев Ю. Ф.
Утилизация выбросных растворов травления гальванического производства ………….…….……... 80
Наши авторы …………………………………………………………………….………………………………………………………..... 84
4
Раздел 1. ПРОБЛЕМЫ ПРОИЗВОДСТВА И ЭКСПЛУАТАЦИИ
МАШИН И МЕХАНИЗМОВ
УДК 629.113
Подзноев Г. П., Абдулгазис У. А.
НЕКОТОРЫЕ ОСОБЕННОСТИ ТЕРМОДИНАМИЧЕСКОГО ЦИКЛА НДИЗЕЛЯ НА ОСНОВЕ МЕТАЛЛОГИДРИДНОГО ЭНЕРГОНОСИТЕЛЯ
Показано переваги гідриду алюмiнiю як потенційного енергоносія в порiвняннi з вуглеводородним
паливом або газоподібним й зниженим воднем. Розглянуто принципову вiдмiннiсть термодинамічного циклу Н-Дизеля від класичного термодинамічного циклу дизеля.
Показаны преимущества гидрида алюминия как потенциального энергоносителя в сравнении с
углеводородным топливом или газообразным и сжиженным водородом. Рассмотрено принципиальное отличие термодинамического цикла Н-Дизеля от классического термодинамического цикла Дизеля.
The article reveals the advantages of aluminum hydride as a potential energy compared with hydrocarbon or gas and condensed hydrogen. The authors consider the principal difference of thermodynamic HDiesel cycle from classical thermodynamic Diesel one.
Постановка проблемы. Краеугольным
камнем современного энергетического обеспечения жизнедеятельности человека пока является углеводородное сырье – нефть, уголь и газ,
составляющее, соответственно, 25%, 28% и 17%
(в сумме около 70%) всего мирового топливноэнергетического баланса. В результате использования только этого сырья в атмосферу выбрасывается до 30 млрд. т углекислого газа (СО2) и
0,8 млрд. т оксида углерода (СО) и расходуется
до 22 млрд. т кислорода в год.
Существенную долю в эту кризисную статистику вносит и автомобильный транспорт.
При ориентировочном количестве автотранспортных средств в пределах одного миллиарда
единиц, их годовой выброс СО2 и СО составляет, соответственно, 4,5 и 0,4 млрд. т или около
15% от общих выбросов СО2 и до 50% СО. В
мегаполисах на долю автотранспорта эти соотношения могут достигать 60% по СО2 и 90–95%
по СО от общего загрязнения атмосферы города,
что может привести к превышению ПДК в десятки раз [1]. Сюда следует добавить окислы
азота и соответствующие выбросы химических
добавок в топлива.
Другим аспектом энергетической проблемы
в настоящее время является осознание неизбежности приближения конца эры углеводородных
энергоносителей вследствие ограниченности их
природных ресурсов, которые конечны и не могут быть возобновлены в изначальном виде. Из
этого следует, что уже в ближайшей перспективе
(50–70 лет) должна быть найдена и обеспечена
экологически, технически и экономически приемлемая альтернатива углеводородному сырью.
Анализ публикаций. Поиск альтернативных вариантов энергообеспечения транспортных средств ведется в самых различных направлениях. В конце двадцатого века большие надежды и средства вкладывались в разработку
электромобилей, работающих на химических
источниках электрического тока – аккумуляторах. Однако до сих пор не удалось создать экономически и технологически приемлемых конструкций аккумуляторных систем с требуемыми
эксплуатационными характеристиками по мощности и пробегу автомобиля.
Частичное решение было воплощено в концепции гибридного автомобиля (Toyota Prius и
Honda Insight), использующего последовательную или параллельную компоновку схемы
«ДВС – электрогенератор – аккумулятор». В конечном счете, имея более или менее приемлемые показатели, гибридные автомобили в определенной степени заимствовали негативные стороны как автомобилей с ДВС, так и электромобилей на аккумуляторах, не решая экономическую и экологическую проблемы в целом.
Более перспективен путь использования в
качестве энергоносителя водорода [2–4], ресурсы которого практически неисчерпаемы и могут
быть возобновлены. По удельной теплоте сгорания водород превосходит бензин почти в 2,5
раза (120 МДж/кг против 45…46 МДж/кг) [1].
Он имеет значительно более широкий диапазон
пределов воспламенения (4,0–75,0% против 1,5–
7,6% по объему) и более высокую скорость сгорания водородно-воздушных смесей, что существенно улучшает кинетику горения и повышает
термический КПД термодинамического цикла
5
ДВС при меньшей степени нагрева двигателя.
Не менее важным является практически полное
исключение вредных выбросов в атмосферу и
достаточная конструкционная совместимость
углеводородных и водородных систем обеспечения работы ДВС [5].
Однако для всех вариантов двигателей на
водороде самой серьезной проблемой является
сам водород ввиду его весьма низкой плотности –
0,09 г/дм3 при нормальных условиях, что адекватно 10,8 кДж/дм3. Для сравнения такой же
объем бензина обладает энергопотенцией в 36
МДж или более чем в 3330 раз выше. Чтобы
сравняться по объемному энергосодержанию с
бензином, водород должен быть сжат до 333
МПа, что весьма проблематично применительно
к автомобилю. Даже вариант использования водорода в жидком состоянии при плотности около 71 г/дм3, воплощенный фирмой BMW в своей
модели Mini Cooper Hydrogen, по энергоемкости
все же в 4,2 раза ниже равнозначного по объему
традиционного бензина. С учетом же весьма
сложной и дорогой технологии сжижения водорода и его последующего хранения, подобное
решение экономически мало привлекательно.
В известных моделях концептавтомобилей
водород предлагается содержать в специальных
сверхпрочных баллонах специальной конструкции общим объемом 150–160 дм3 (3 по 50 дм3
или 2 по 78 дм3) под давлением 35 МПа. Масса
хранимого газа при этом составляет всего 4,5–
4,9 кг или 3,8 МДж/м3 топливной емкости, что
обеспечивает лишь около 120 км пробега автомобиля. Для сравнения, адекватный объем бензина (150 дм3) при энергопотенции 5062 МДж
или 33,75 МДж/м3 и расходе 10 литров на 100 км
позволил бы автомобилю пройти 1500 км, или в
12,5 раз больше. Более оптимистичным выглядит вариант замены ДВС на топливные элементы, реализованный в моделях Honda-FCX и DM
Hy-Wire [6, 7], преобразующих потенциальную
химическую энергию водорода непосредственно
в электрическую. В этом случае запаса водорода
может хватить на 400 км пробега, что в 3,75 раза
ниже для аналогичного объема бензина. Этими
соотношениями, скорее всего, и будут ограничены перспективы указанных вариантов. Кроме
того, подобное использование водорода в качестве топлива в автомобилях наталкивается на
ряд весьма сложных проблем его хранения и использования в автомобилях, связанных с необходимостью практически полного обновления
инфраструктуры производства автомобилей с
одной стороны и использования весьма дорогостоящих металлов для изготовления топливных
элементов – с другой. Немаловажной представ6
ляется так же психологическая проблема, связанная с безопасностью эксплуатации сжатого
до 35 МПа водорода, взрывной потенциал которого, при аварийной разгерметизации может
достигать 80 кг в тротиловом эквиваленте.
Еще более проблематична перспектива как
универсального энергоносителя широко пропагандируемых в последнее время этанола и так
называемого «биодизеля». По сути своей эти
продукты являются теми же самыми углеводородами со всеми присущими им проблемами.
Кроме этого, следует учитывать в этом случае
необходимость в существенной реструктуризации агросектора, и так с трудом справляющегося с насущными запросами жизнеобеспечения
продуктами питания.
Одним из наиболее перспективных путей
решения проблемы хранения водорода может
стать использование ряда гидридов металлов,
стабильных в пределах обычных температур их
возможной эксплуатации в автомобилях (от 0 до
+200°С) [1]. Наиболее интересен в этом отношении гидрид алюминия (AlH3) [3, 4, 8, 9]. Например, в условном объеме 150 дм3 алюмогидрида
содержится 22,2 кг водорода с энергопотенцией
около 2665 МДж, что позволило бы в варианте
концепции с топливными элементами увеличить
пробег автомобиля с 400 км до почти 2000 км.
Водород из гидрида алюминия можно легко
извлечь двумя способами:
- термической диссоциацией по схеме:
2AlH3 + Q МДж = 2Al + 3H2.
Процесс диссоциации эндотермичен, поэтому требует предварительного нагрева алюмогидрида до определенной пороговой температуры (более 90°С);
- гидролизом по схеме:
AlH3 + 3H2O = Al(OH)3 + 3H2 +
+ 18,03 МДж/кг AlH3,
или
AlH3 + 2H2O = AlOOH + 3H2 +
+ 16,47 МДж/кг AlH3,
или
2AlH3 + 3H2O = Al2O3 +
+ 6H2 + 15,47 МДж /кг AlH3.
Количество получаемого при этом водорода
удваивается по сравнению с его содержанием в
исходном гидриде. То есть, из первоначального
объема в 150 дм3 гидрида алюминия гидролизом
можно получить уже 44,4 кг газообразного водорода с энергопотенцией 5370 МДж, что выше
таковой для 150 дм3 бензина (5062 МДж). В варианте же с топливными элементами подобного
количества водорода было бы достаточно для
пробега почти 4000 км [10]. Кроме этого, при
гидролизе выделяется значительное количество
тепловой энергии (15,5–18,0 МДж/кг AlH3 или
около 3700 МДж в варианте 150 дм3 AlH3). Та-
ким образом, полный теоретический энергопотенциал AlH3 может достигать 9000 МДж, что
более чем в 1,8 раза выше адекватного по объему бензина или в 15,8 раза выше, чем в случае
сжатого до 35 МПа водорода. Приведенные ниже расчеты свидетельствуют о несомненных
преимуществах AlH3 как потенциального энергоносителя в сравнении с углеводородным топливом или газообразным и сжиженным H2.
Учитывая вышесказанное, целью статьи
является рассмотрение термодинамической, технической и технологической возможностей использования алюминия или его гидрида для
энергообеспечения ДВС в варианте гидролизной
схемы, как обладающей наибольшей энергопотенцией.
Концептуальная схема подобного термодинамического цикла ДВС (Н-Дизеля) представляет собой систему (рис. 1) [10].
q 1''
Р
3
4
5
8
7
9
qr
q1' 2
10
1
6
q2
V
Рис. 1. Схема подобного термодинамического цикла ДВС (Н-Дизеля).
Система включает в себя следующие процессы:
1–2. Изохорный процесс гидролиза алюмогидрида в объеме Н-генератора.
2–3. Адиабатное сжатие паро-водородной смеси
в цилиндре двигателя.
3–4. Подача сжатого воздуха в камеру сгорания и
изобарное сгорание водородсодержащей фазы.
4–5. Адиабатное расширение и выполнение работы.
5–6. Изохорный процесс передачи в теплообменнике части теплоты конденсату (регенерация, qr).
6–7. Конденсация пара и его возврат в процесс.
9–10. Процесс парообразования в теплообменнике.
10–1. Перегрев пара в теплообменнике перед Нгенератором.
Принципиальным отличием приведенной
схемы от классического термодинамического
цикла Дизеля является дополнительным включением в него изохорного процесса гидролиза
AlH3 в Н-генераторе с образованием газообразного водорода и твердой фазы Al2O3. Тепловая
энергия, выделяющаяся при гидролизе в условиях изохорного процесса, распределяется между
водородом и оксидом алюминия адекватно их
массовым количествам и в соответствии со значениями их теплоемкостей (сv). При этом на долю газовой фазы (водорода) приходится около
60% выделяющейся теплоты с весьма высоким
термическим потенциалом (около 3600 °К). Для
повышения теплового баланса газовой фазы и
снижения термического потенциала до технологически более эффективных значений в систему
необходимо ввести дополнительный поглотитель теплоты, роль которого может выполнять
добавочная вода, подаваемая на гидролиз и легко образующая дополнительный объем паровой
фазы. При этом существенно снижается температура парогазовой фазы, повышается ее теплосодержание и возрастает давление, что увеличивает эффективность последующих процессов
сжатия, сгорания и расширения. В этом случае
на стадию адиабатного сжатия поступает высокотемпературная паро-водородная смесь под
повышенным давлением, которая, по сути своей,
является топливной смесью. После ее сжатия в
камеру сгорания подается сжатый воздух или
кислород и происходит сгорание водорода с последующим адиабатным расширением, аналогичным циклу Дизеля. Рабочим телом при этом
будет являться водяной пар (60–80% по массе) с
примесью азота воздуха (20–40%).
Термодинамические характеристики подобного цикла, как и в классических циклах ДВС,
будут определяться значениями начальной температурой адиабатного сжатия (t2), степенью
сжатия (ε), показателем адиабаты (k) и степенью
предварительного расширения в процессе изобарного сгорания водорода. Оценку же эксплуатационной и экономической составляющей цикла Н-Дизеля можно спрогнозировать по сопоставлению рассчитанных значений термического
КПД (η), совершаемой полезной работы (А) и
количеством выводимой из процесса теплоты
(q2) подобного цикла Н-Дизеля, исходя из квоты
добавочной воды и распределения удельных
энергетических затрат. Последние складываются
7
из теплоты гидролиза (q11), получаемой в Нгенераторе и теплоты сгорания (q111) водорода в
рабочем цилиндре двигателя (варианты 1–19) в
суммарной пропорции адекватной классическому циклу Дизеля (вариант 20).
Ниже рассмотрены особенности термодинамического цикла Н-Дизеля в варианте парциального добавления воды на гидролиз без учета
регенерации теплоты. Результаты рассчитанных
значений стандартных параметров и характери-
стик термодинамического цикла Н-Дизеля в вариантах различных комбинаций определяющих
показателей приведены в табл. 1.
При расчетах массовое количество AlH3
(0,1268 г) принято по тепловыделению близким
количеству теплоты при сгорании дизельного
топлива (0,114 г) в эквиваленте 5000 Дж, из которых 1957,8 Дж выделяется при гидролизе, а
3042,2 – при сгорании генерированного водорода в камере сгорания цилиндра.
Таблица 1.
Сводная таблица термодинамических характеристик цикла Н-Дизеля
(варианты с парциальным добавлением воды на гидролиз).
H2Oдоб.
q гидр.
qH
q Н2 О
qAl
q11
q12
q1
ε
ρ
t2
t3
t4
t5
p2
p3
p4
p5
ηt
А
q2
1
0,0
1957,8
1104,5
0,0
853,3
0,0
3042,2
4146,5
5,0
1,268
3591,1
5723,6
7258,0
5536,9
12,05
96,02
96,02
20,33
0,330
1368,4
2777,5
2
0,25
1957,8
612,8
927,7
417,3
1540,5
3042,2
4582,7
5,0
1,388
2190,5
3274,0
4545,6
3340,0
7,3507
54,93
54,93
11,12
0,565
2589,2
1993,7
3
0,5
1957,8
427,4
1248,5
281,9
1675,9
3042,2
4718,1
5,0
1,4136
1673,8
2523,1
3566,5
2588,2
5,617
42,336
42,336
8,7
0,590
2783,7
1933,5
4
1,0
1957,8
270,8
1514,3
172,7
1785,1
3042,2
4827,3
5,0
1,4184
1207,2
1858,6
2636,3
1878,4
4,051
31,2
31,2
6,31
0,606
2925,3
1903,4
5
1,5
1957,8
198,4
1635,5
123,9
1833,9
3042,2
4876,1
5,0
1,4079
977,3
1524,1
2145,1
1505,8
3,28
25,57
25,57
5,05
0,614
2993,9
1883,0
6
2,0
1957,8
155,2
1705,7
96,9
1860,9
3042,2
4903,1
5,0
1,3879
844,1
1327,6
1842,2
1276,1
2,83
22,26
22,26
4,35
0,624
3059,5
1847,2
7
2,5
1957,8
130,4
1749,1
78,3
1879,5
3042,2
4921,7
5,0
1,358
751,1
1195,6
1637,2
1122,1
2,53
20,0
20,0
3,76
0,628
3095,1
1834,9
8
3,0
1957,8
111,2
1780,5
66,1
1891,7
3042,2
4933,9
5,0
1,3524
689,5
1098,5
1485,6
1007,7
2,3
18,3
18,3
3,36
0,633
3123,2
1808,8
9
3,5
1957,8
97,1
1803,8
56,9
1900,9
3042,2
4943,1
5,0
1,3357
641,5
1027,1
1371,9
923,8
2,15
17,2
17,2
3,1
0,634
3133,9
1807,0
10
4,0
1957,8
86,2
1821,8
49,8
1908,0
3042,2
4950,2
5,0
1,319
604,7
971,7
1281,8
855,9
2,03
16,31
16,31
2,87
0,640
3168,1
1780,9
H2Oдоб.
qгидр.
qH
qН2О
qAl
q11
q12
q1
ε
ρ
t2
t3
t4
t5
p2
p3
p4
p5
ηt
А
q2
11
2,0
1957,8
155,2
1705,7
96,9
1860,9
3042,2
4903,1
10,0
1,3187
844,1
1568,8
2068,8
1144,5
2,83
52,6
52,6
4,84
0,742
3638,1
1263,4
12
2,5
1957,8
130,4
1749,1
78,3
1879,5
3042,2
4921,7
10,0
1,302
755,1
1426,1
1857,6
1011,6
2,53
47,8
47,8
3,4
0,745
3666,7
1252,7
13
3,0
1957,8
111,2
1780,5
66,1
1891,7
3042,2
4933,9
10,0
1,287
689,5
1313,4
1690,8
910,6
2,3
43,8
43,8
3,0
0,750
3700,4
1235,6
14
3,5
1957,8
97,0
1803,9
56,9
1900,9
3042,2
4943,1
10,0
1,2744
641,5
1229,3
1566,6
835,3
2,15
41,2
41,2
2,8
0,754
3727,1
1217,4
15
4,0
1957,8
86,2
1821,8
49,8
1908,0
3042,2
4950,2
10,0
1,2576
604,7
1170,0
1471,4
778,6
2,03
39,18
39,18
2,6
0,754
3732,5
1216,8
16
3,0
1957,8
111,2
1780,5
66,1
1891,7
3042,2
4933,9
15,0
1,258
755,1
1562,8
1987,2
946,9
2,53
82,24
82,24
3,32
0,811
3991,5
929,6
17
3,5
1957,8
87,0
1803,9
56,9
1900,9
3042,2
4943,1
15,0
1,245
689,5
1444,4
1817,1
853,8
2,3
7225
72,25
2,86
0,816
4026,1
909,5
18
4,0
1957,8
86,2
1821,8
49,8
1908,0
3042,2
4950,2
15,0
1,232
641,5
1357,1
1689,0
786,0
2,15
68,2
68,2
2,63
0,817
4038,5
902,2
19
5,0
1957,8
70,7
1847,9
39,2
1918,6
3042,2
4960,8
15
1,213
549,3
1180,0
1431,1
650,8
1,84
59,29
59,29
2,18
0,830
4117,5
845,4
20
–
–
–
–
–
–
–
5000
17
2,629
298
850,0
2234,8
1086,4
1,0
48,5
48,5
3,65
0,580
2948,1
2134,9
8
В таблице даны:
H2Oдоб – массовое количество добавочной воды,
подаваемой на гидролиз сверх ее стехиометрической доли (г);
qгидр. – количество теплоты, генерируемой при
гидролизе (Дж);
qH – количество теплоты гидролиза, приходящее
на водород (Дж);
qН2О – количество теплоты гидролиза, приходящее на добавочную воду (Дж);
qAl – количество теплоты гидролиза, приходящее
на Al2O3 (Дж);
q11 – долевое количество теплоты гидролиза, подаваемое с паро-водородной фазой в цилиндр
перед адиабатным сжатием (Дж);
q12 – количество теплоты, выделяющееся при
сгорании водорода в камере сгорания цилиндра;
q1 – суммарное количество теплоты, введенное в
термодинамический процесс (Дж);
ε – степень сжатия паро-водородной фазы;
ρ – степень предварительного расширения;
t2 – температура паро-водородной фазы перед
адиабатным сжатием (°К);
t3 – температура паро-водородной фазы после
адиабатного сжатия (°К);
t4 – температура паро-газовой фазы после изобарного сгорания топливной смеси (°К);
t5 – температура паро-газовой фазы после адиабатного расширения рабочего тела (°К);
p2 – давление паро-водородной фазы перед адиабатным сжатием (МПа);
p3 – давление паро-водородной фазы после адиабатного сжатия (МПа);
p4 – давление паро-газовой фазы после изобарного сгорания топливной смеси (МПа);
p5 – давление паро-газовой фазы после адиабатного расширения рабочего тела (МПа);
ηt – термический коэффициент полезного действия цикла;
А – полезная работа цикла (Дж);
q2 – количество выводимой из цикла теплоты
(Дж).
Анализ приведенной выше таблицы позволил выявить некоторые закономерности.
1. Прослеживается достаточно четкая зависимость значений термодинамических параметров и характеристик от количества добавочной
воды (H2Oдоб) на гидролиз AlH3.
2. При увеличении парциальной массовой
доли добавочной воды на гидролиз существенно
возрастает количество вводимой в цикл гидролизной теплоты (qгидр) за счет ее пропорционального перераспределения между продуктами
гидролиза.
3. Также четко прослеживается тенденция
адекватного снижения температуры и давления
в точках смены термодинамических процессов
относительно стехиометрической доли воды на
гидролиз (вариант 1), повышение термического
КПД (ηt) и полезной работы (А), что позволяет
подбирать наиболее оптимальные по этим параметрам режимы работы двигателя.
4. Благодаря двухразовому введению теплоты в термодинамический цикл вначале перед
адиабатным сжатием, затем перед адиабатным
расширением, существенно сглаживаются перепады по температуре и давлению по сравнению
с классическим циклом Дизеля, что способствует более выровненному ходу поршня.
5. Введение гидролизной теплоты перед
адиабатным сжатием позволяет достичь параметров классического цикла Дизеля по температуре, давлению, КПД и работе при значительно более низких степенях (при 5 вместо 17)
сжатия.
6. Увеличение степени сжатия до значений,
близких к таковым для классического Дизеля
(15 и 17), значительно повышает в цикле НДизеля его термический КПД (на 43%), полезную работу (на 40%) и существенно снижает количество отводимой теплоты при сравнительно
более низкой и сглаженной термической составляющей цикла.
7. Введение добавочной воды в качестве основного теплоносителя приближает термодинамический цикл Н-Дизеля к паровой машине, но
со значительно более высокой эффективностью
использования потенциала исходного энергоносителя.
Выводы. Как следует из вышесказанного,
предлагаемый термодинамический цикл Н-Дизеля с использованием AlH3 (или порошка Al) в
качестве энергоносителя, имеет ряд особенностей, из которых наиболее существенными являются:
- в максимальном объеме используется энергопотенциал металлогидрида вначале при его
гидролизе, а затем при сгорании полученного
водорода;
- изохорное повышение давления проводится в
Н-генераторе и переходит в цилиндр перед
адиабатным сжатием за счет тепловой энергии гидролиза;
- адиабатно сжимается паро-водородная смесь,
а не воздух или природный газ;
- в камеру сгорания подается не топливо, а
окислитель (сжатый воздух или кислород);
- рабочим телом является водяной пар в варианте с кислородом или с примесью азота в
случае подачи в камеру сгорания воздуха;
- существенное преобладание пара в продуктах
сгорания дает возможность регенерировать
9
часть отходящей тепловой энергии и вернуть
в оборот воду в качестве циркулирующего
теплоносителя, что позволит существенно
повысить КПД Н-Дизеля и в значительной
степени приблизить его к таковому для регенеративного цикла Карно;
- техническая реализация предлагаемого варианта цикла Дизеля позволит сохранить практически без существенных изменений традиционную конструкцию дизеля и использовать, тем самым, всю существующую к настоящему времени инфраструктуру производства и сервисного обслуживания дизельных двигателей.
ЛИТЕРАТУРА
1. Водород. Свойства, получение, хранение, транспортирование, применение. Справочник / Под
ред. Д. Ю. Гамбурга, В. П. Семенова, Н. Ф. Дубовкина, Л. Н. Смирновой. – М.: Химия, 1989. –
672 с.
2. Фомин А. Водородный фундамент // За рулем. –
2004. – № 1. – С. 64–67.
3. Орлов Д. Теплота спасет мир // Вокруг Света. –
2003. – № 2. – С. 67–73.
4. Мищенко А. И. Применение водорода для автомобильных двигателей. – К.: Наукова думка, 1984. –
150 с.
5. Комплексы металлоорганических, гидридных и
галоидных соединений алюминия. – М.: Наука,
1970. – 145 с.
6. Маккей А. Водородные соединения металлов. –
М.: Мир, 1968. – 197 с.
7. Жигач А. Ф., Стасиневич Д. С. Химия гидридов. –
Л.: Химия, 1969. – 87 с.
8. Антонова М. М. Свойства гидридов. Справочник. –
К.: Наукова Думка, 1975. – 65 с.
9. Подзноев Г. П. Абдулгазис У. А. Металлогидридные системы энергообеспечения транспорта // Сб.
«Авиационно-космическая техника и технология». – Харьков: «ХАИ», 2004. – С. 32–36.
10. Подзноев Г. П., Абдулгазис У. А. Возможности
повышения эффективности термодинамического
цикла Дизеля путем использования альтернативного энергоносителя // Двигатели внутреннего
сгорания: Научно-технический журнал. – Харьков: НТУ «ХПИ», 2007. – № 1. – С. 87–91.
УДК 629.017
Абдулгазис А. У., Подригало М. А., Клец Д. М.
ВЛИЯНИЕ СООТНОШЕНИЯ ДИНАМИЧЕСКИХ РАДИУСОВ ВЕДУЩИХ
КОЛЕС НА УСТОЙЧИВОСТЬ АВТОМОБИЛЯ ПРОТИВ ЗАНОСА
Розглянуто стiйкiсть руху автомобіля залежно від спiввiдношень динамічних радiусiв коліс лівого й правого бортів. Отримано залежності, що дозволяють оцінити стiйкiсть автомобіля проти
замету й бічного відведення при наявності бортової нерiвномiрностi динамічних радiусiв коліс.
Рассмотрена устойчивость движения автомобиля в зависимости от соотношений динамических радиусов колес левого и правого бортов. Получены зависимости, позволяющие оценить устойчивость автомобиля против заноса и бокового увода при наличии бортовой неравномерности динамических радиусов колес.
The article considers stable movement of automobile according to relationships between dynamic radii
of the left wheel axel the right side. The gained dependence of the latter allows to assess the stability of a car
against sliding and side ways deflection due to side irregularity of dynamic wheel radius.
Постановка проблемы. Устойчивость движения автомобиля, в числе многих факторов, зависит от соотношений динамических радиусов
колес левого и правого бортов. В настоящие
время исследовано влияние соотношения динамических радиусов левых и правых ведущих колес на устойчивость автомобиля против заноса.
Получены зависимости, связывающие величины
коэффициентов блокировки межосевых дифференциалов с величиной соотношения динамических радиусов колес и геометрическими параметрами автомобиля.
Анализ последних достижений и публикаций. Занос автомобиля возникает вследствие
появления поворачивающего момента, обуслов10
ленного неравномерностью касательных реакций на колесах противоположных бортов машины. Одной из причин появления бортовой неравномерности касательных реакций на колесах
различных бортов является изменение расстояния от осей вращения колес до основной поверхности, т.е. динамического радиуса. Одним
из первых, кто обратил внимание на колеса с
переменным радиусом, был К. С. Колесников
[1]. Было показано, что переменный радиус катящегося колеса обуславливается рядом технологических и динамических причин. К числу
первых относится переменный свободный радиус (при незагруженном колесе) и неодинаковая
радиальная жесткость в различных участках ок-
ружности пневматика. Динамические причины
сводятся к изменению радиального обжатия
пневматика вследствие изменения вертикальной
нагрузки на колесо, что имеет место главным
образом при колебаниях корпуса автомобиля и
его осей [1].
Для ведомого колеса, при допущении того,
что скорость движения автомобиля постоянна,
буксование в пятне контакта колеса с дорогой
отсутствует, и пневматик является жестким в
окружном направлении; получена зависимость
касательной реакции от скорости изменения динамического радиуса колеса [1]. Эту зависимость можно представить в виде
I
dr
Rx  k ω k д ,
(1)
rст
dt
где Ik – полярный момент инерции колеса;
ωk – угловая скорость колеса;
rст – статический радиус колеса
drд
rд; rд ;
– динамический радиус колеса и скоdt
рость его изменения;
Rx – касательная реакция на колесе от дороги
(она считается положительной, если направлена
против вращения колеса).
Однако в работе [1] не рассмотрено движение ведущего колеса автомобиля с переменным
динамическим радиусом. Не рассмотрено также
движение пары колес, расположенных на одном
ведущем мосту при переменном соотношении
динамических радиусов.
Влияние технологических причин (неоднородности шин) на курсовую устойчивость автомобиля рассмотрены в работе Дугельного В. М.
[2]. Однако автор рассматривает боковой увод
шин.
Трение в дифференциале рассмотрено в работах А. С. Литвинова [3]. Определено влияние
разности касательных реакций на ведущих колесах на величину дополнительных составляющих
боковых сил, действующих на переднюю и заднюю оси автомобиля. Определена зависимость,
связывающая предельную разность радиусов
свободного качения правого и левого ведущих
колес с суммарной продольной силой, действующей на ось, и коэффициентом блокировки
дифференциала.
В работе [4] приведены результаты экспериментальных исследований грузовых автомобилей МАЗ и Урал с серийными (коническими)
дифференциалами и дифференциалами свободного хода и повышенного трения. Определено,
что при установке дифференциалов повышенного трения значительно снижается курсовая устойчивость автомобиля.
Однако в рассмотренных выше исследованиях не определены условия возникновения заносов автомобиля при бортовой неравномерности динамических радиусов колес и различных
значениях коэффициента блокировки дифференциала.
Целью исследования является определение
условий устойчивого движения автомобиля при
бортовой неравномерности динамических радиусов колес. Для достижения указанной цели
необходимо решить задачи определения условий устойчивого движения заднеприводного,
переднеприводного и полноприводного автомобиля.
Рис. 1. Схема сил, действующих на ведущий мост автомобиля при разности динамических радиусов колес.
На рис. 1 приведена схема сил, действующих на ведущий мост автомобиля при разности
динамических радиусов колес. Появление разности динамических радиусов Δrд = rд – rд создает эффект «катящегося конуса», т.е. мост
стремится развернуться вокруг колеса, у которо-
го меньше динамический радиус. В этом случае
возможны два варианта:
- водитель не удерживает автомобиль на прямолинейном курсе движения; при этом угловые скорости левого и правого колес одинаковы;
11
- водитель удерживает автомобиль на прямолинейном курсе; при этом линейные скорости осей левого и правого колес одинаковы.
В первом случае дифференциал ведущего
моста не работает; потому все дальнейшие рассуждения будут справедливы и для бездифференциального моста, имеющего жесткую связь
между колесами.
Угловая скорость поворота автомобиля, при
следующих допущениях:
- отсутствует сопротивление боковому смещению противоположной оси автомобиля;
- в пятне контакта колес с дорогой отсутствует
проскальзывание, может быть определена как
Δ rд
ωz  ω0 
,
(2)
B
где В – колея колес (см. рис. 1);
Δrд – разность динамических радиусов левого и
правого колес;
ω0 – угловая скорость корпуса дифференциала
автомобиля.
Радиус поворота автомобиля (при отсутствии бокового угла колес):
R 
V
,
ωz
(3)
где V – линейная скорость автомобиля, равная
скорости точки, находящейся на пересечении
продольной оси автомобиля с осью ведущего
моста.
Скорость точки, лежащей на пересечении
продольной оси автомобиля с осью ведущего
моста
rд  rд
V   V 
V 
 ω0
,
(4)
2
2
где V΄ и V" линейные скорости осей колес.
Динамические радиусы колес можно представить в виде:
rд
;
2
r
rд  rд  д ,
2
rд  rд 
(5)
(6)
где rд – среднее значение динамического раr  + rд
.
диуса колес: rд = д
(7)
2
Выражение (3) после подставки в него (2) и
(4) имеет вид (с учетом выражений (5), (6), (7)):
R  B
rд
.
2rд
(8)
Из выражения (8) видно, что с увеличением
Δrд происходит уменьшение радиуса поворота
машины.
12
Выражение (2) с учетом (4) и (7) примет
следующий вид:
 rд
ωz V 
.
(9)
rд  B
Для обеспечения устойчивого движения необходимо, чтобы величина углового ускорения
не превышающая критической величины [5] была равна:
ω кр 
 g
V
,
(10)
где φ – коэффициент сцепления колес с дорогой;
g – ускорение свободного падения, g = 9,81 м/с2.
Из условия ωz < ωкр, определим
rд 
  g  rд  B
V2
.
(11)
Из выражения (11) видно, что с увеличением максимальных скоростей движения автомобиля, возрастают требования к максимально допустимой разности динамических радиусов колес. Это требование должно быть учтено в технических требованиях на изготовление шин в
части допустимой их разноразмерности в различных сечениях.
В случае если водитель удерживает автомобиль на прямолинейном курсе, из условия равенства линейных скоростей осей колес, получим:
ω  rд  ω  rд
(12)
или
ω  ω 
rд
,
rд
(13)
при rд'' < rд' и ω' < ω''.
Следовательно, колесо, имеющее меньшую
величину динамического радиуса, является забегающим, а большую – отстающим. В этом
случае начинает работать межколесный дифференциал. Предположим, что на забегающем колесе реализована предельная касательная реакция,
равная предельной силе сцепления. В этом случае
крутящий момент на забегающем колесе равен:
    f   Rz  rд  0,5    f   Rz  rд ,
M кр
(14)
где f – коэффициент сопротивления качению.
Крутящий момент на отстающем колесе
1 K
1 K
  Mкр
 
Mкр
 0,5    f   Rz  rд 

K
K
(15)
 0,5    f   Rz  rд  λбл,
где K' – доля крутящего момента, приходящаяся

M кр
;
на забегающее колесо: K  
(16)
  M кр

M кр
λбл – коэффициент блокировки дифференциала:
1 K
λбл 
.
(17)
K
Касательные реакции на ведущих колесах:
R'x 
Rx 

Mкр
rд
'
M кр
rд'
 f  Rz  0,5     f   Rz 
(18)
 0,5  f  Rz  0,5    Rz ;

M кр
 f  R z  0,5    f  
rд
(19)
r
 R z  д  λ бл  0,5  f  R z .
rд
Поворачивающий момент, возникающий на
оси автомобиля:
B
M пов 
 R x  R x .
(20)
2
Из выражений (18) и (19) видно, что Rx < Rx'
и Mпов < 0 и при
R x 
λ бл 
При λ бл 
rд
.
rд
(21)
rд
, имеем Rx'' < Rx' и Mпов < 0.
rд
Соответственно, при λ бл 
rд
получим Rx'' < Rx'
rд
и Mпов < 0.
Боковая сила, которую способна воспринимать ось автомобиля без бокового скольжения:
R y  Ry  Ry  Ry   2  Rz 2  Rx2 .
(22)
Величина R' = 0, поскольку на забегающем
колесе мы допустили равенство касательной реакции предельной силе по сцеплению.
Учитывая, что R'' = 0,5 Rz и, подставляя (19)
в (22), получим после преобразований:
2

f  r
f
Ry  0,5    Rz  1  1    д  λ бл   . (23)
 
   rд
После подставки (18) и (19) в (20), получим:
M пов
B
    f   R z
4
 r

  д  λ бл  1.
 rд

(24)
Выражение под корнем в уравнении (23)
больше нуля при:
λ бл 
rд
,
rд
(25)
поскольку в противном случае ось автомобиля
неспособна воспринимать боковую силу. Это
означает, что боковая устойчивость оси обеспечивается при Rx'' < Rx' и Mпов < 0 (см. зависимость (20)). Поэтому выражение (24) следует
преобразовать к виду:
B
 Rx  Rx  
2

 r
B
    f   Rz  1  д  λ бл .
4

 rд
M пов 
(26)
Если допустить, что f << φ и можно принять
f  0, то уравнения (23) и (26) примут вид


B
r
M пов 
   R z   1  д  λ бл  ;
(27)
4
rд


2

 r
R y  0,5    R z  1   д  λ бл  .

 rд
(28)
Устойчивость автомобиля против заноса
при бортовой неравномерности динамических
радиусов колес.
Коэффициент устойчивости автомобиля
 R y2  L
(29)

 М пов2

М стб  R y2  L

(30)
K уст 
М пов  М пов1

R y2  L

(31)
 М пов  М пов
1
2

(формула (29) – для заднеприводного автомобиля; (30) –
для переднеприводного автомобиля; (31) – для полноприводного автомобиля)
где Мстб – стабилизирующий момент:
M стб  R y 2  L ;
(32)
Ry2 – максимальная возможная боковая реакция
дороги на задней оси автомобиля;
L – продольная колесная база автомобиля;
Мпов1; Мпов2 – поворачивающие моменты на передней и задней ведущих осях, соответственно:


B
r
M пов 1     R z1   1  д  λ бл 1 ;
(33)
4
rд


M пов 2 

 r
B
   Rz 2  1  д  λ бл 2 .
4

 rд
(34)
Очевидно, что условие устойчивости будет
обеспечено при Kуст ≥ 1. Условие отсутствия бокового увода за счет бокового скольжения передней оси под действием поворачивающего
момента:
 М пов
(35)
2

(36)
R y1  L   М пов1

 М пов1  М пов 2 , (37)
(формула (35) – для заднеприводного автомобиля; (36) –
для переднеприводного автомобиля; (37) – для полноприводного автомобиля)
где Ry1 – максимально возможная боковая реакция дороги на передней оси автомобиля.
13
Максимально возможные боковые реакции
дороги на осях автомобиля:
2


 rд

 0 ,5    R z 2  1   2  λ бл 2  (38)

 rд
R y2  

 2

(39)
  R z 2
2


 rд

1
(40)
0,5    Rz1  1    λбл1 

 rд
Ry1  

 1

(41)
  Rz1 .
 rд 
 , при разГрафики зависимостей K уст 



r
 д 
личных значениях λбл для автомобилей каждого
из указанных типов, приведены на рис. 2, 3, 4.
Устойчивость автомобиля против заноса обеспечивается при Куст ≥ 1.
K уст
λ
бл
2
λ бл  1,5 3
λ бл  1
2
(формула (38) – для заднеприводного и полноприводного
автомобиля; (39) – для переднеприводного автомобиля;
(40) – для переднеприводного и полноприводного автомобиля; (41) – для заднеприводного автомобиля).
В выражениях (38)–(41) параметры с индексом «1» относятся к передней оси автомобиля, а
с параметрами «2» – к задней оси. При равномерном движении, пренебрегая влиянием аэродинамической силы, получим:
b
R z1  m  g  ;
(42)
L
a
R z2  m  g  ,
(43)
L
где m – общая масса автомобиля;
a, b – расстояния от передней и задней осей до
проекции центра масс автомобиля на горизонтальную плоскость.
Подставляя выражения (33), (34), (38)–(43) в
уравнения (29), (30), (31), получим после преобразований



rд

2
1

 λ бл 2



r
д2
2  L 
(44)
 B
rд
2

1
 λ бл 2

rд
2


a
 L
b
(45)
K уст   4  
B

r

д1
1
 λ бл 1

rд

1

2

 r

д


2

1
 λ бл 2
 r 


д
 2

2  a 
(46)
 B
rд
rд
a
b

1   1  λ бл 1   2  λ бл 2
L rд
L rд

1
2

(формула (44) – для заднеприводного автомобиля; (45) –
для переднеприводного автомобиля; (46) – привод на все
колеса).
14
1
 rд

 r
д




 rд 
 для задне


r
 д 
Рис. 2. Зависимость K уст  K уст 
приводного автомобиля при различных значениях
L/B: 1 – L/B = 1,9 (BMW 318i); 2 – L/B = 1,68 (VW
1600); 3 – L/B = 1,41 (MCC Smart).
K уст
λ бл  2
λ бл  1,5
3
бл  1
2
1
Рис. 3. Зависимость K
 rд

 r
д
уст
 K
уст
 rд

 r 
 д





 для


переднеприводного автомобиля при различных
значениях параметра  
L a
 : 1 – Φ = 2,03
B b
(ALFA Romeo 166); 2 – Φ = 1,91 (SEAT Toledo 1,8);
3 – Φ = 1,8 (ВАЗ-2110).
K уст
λ бл  2
λ бл  1,5
λ бл  1
3
под действием поворачивающих моментов представлены соотношениями (35)–(37). После подстановки выражений для Ry1, Мпов1 и Мпов2 (зависимости (40), (41), (33), (34) с учетом (42) и
(43)), получим:
rд  L b

λ бл 2   2   4    1
(50)
rд2  B a

2
1
rд
rд
 rд 
 для полно
 rд 
Рис. 4. Зависимость K уст  K уст 
приводного автомобиля при различных значениях
а/В: 1 – а/В = 1,0 (FORD Explorer); 2 – а/В = 0,8
(ВАЗ-21213); 3 – а/В = 0,7 (AUDI A6 1,8 Quattro).
Из выражений (44), (45), (46) определим условия обеспечения устойчивости:
B2
1

0
,
25

rд
L2
λ бл 2   2 
(47)
rд2
B2
1  0,25  2
L
λбл1  
λ бл1
rд1  L a 
  4   1
rд1  B b 
(48)
 a rд2

 λ бл 2 
1  

L rд2




rд L

 1  
2
rд1 b 
 . (49)



r
a
д
 2   1   2  λ бл 2  
 
 rд
B

 
 2

(формула (47) – для заднеприводного автомобиля; (48) –
для переднеприводного автомобиля; (49) – для полноприводного автомобиля).
Анализ зависимостей (44), (45), (47), (48)
показывает, что условие устойчивости заднеприводных и переднеприводных автомобилей
против заноса обеспечивается всегда.
Условие отсутствия бокового увода автомобиля за счет бокового скольжения передней оси
λ бл 2
B2
1

0
,
25

rд
L2
λ бл1   1 
(51)
rд1
B2
1  0,25  2
L


 rд1
 λ бл1 


1 
rд1
 
rд2  b 



 1  
2  (52)
rд2  a 




rд1
L




2
1
λ






 rд бл1   
B


1

  

(формула (50) – для заднеприводного автомобиля; (51) –
для переднеприводного автомобиля; (52) – для полноприводного автомобиля).
Анализ зависимостей (50), (51) показывает,
что для задне- и переднеприводных условие отсутствия бокового увода со скольжением передней оси выполнимо всегда.
Вывод. Полученные зависимости позволяют оценить устойчивость автомобиля против заноса и бокового увода при наличии бортовой
неравномерности динамических радиусов колес.
ЛИТЕРАТУРА
1. Колесников К. С. Автоколебания управляемых
колес автомобиля. – М.: Машгиз, 1955. – 238 с.
2. Дугельний В. М. Покращення показників курсової
стiйкiстi легкового автомобіля з урахуванням силової неоднорiдностi шин: Автореф. дис. … канд.
техн. наук. 05.22.02. – К., 2006. – 20 с.
3. Литвинов А. С. Управляемость и устойчивость автомобиля. – М.: Машиностроение, 1971. – 416 с.
4. Андреев А. Ф., Ванцевич В. В., Лефаров А. Х.
Дифференциалы колесных машин. – М.: Машиностроение, 1987. – 176 с.
5. Певзнер Я. М. Теория устойчивости автомобиля. –
М.: Машгиз, 1947. – 156 с.
УДК 539.34
Усеинов Б. К.
СРАВНИТЕЛЬНЫЙ АНАЛИЗ МЕТОДОВ РАСЧЕТА ЭЛЕМЕНТОВ
ИНЖЕНЕРНЫХ КОНСТРУКЦИЙ И ВОПРОСЫ ЭКОНОМИИ МАТЕРИАЛОВ
Розглядаються питання зв’язку методів розрахунку конструкцій на міцність з економією матеріалів.
Рассматриваются вопросы связи методов расчета конструкций на прочность с экономией материалов.
The article deals with the problems of methods of construction calculations on stability with the material economy.
15
Постановка проблемы. Известно, что традиционный метод расчета на прочность инженерных конструкций – расчет по допускаемым
напряжениям, дает завышенный коэффициент
запаса прочности, что ведет к увеличению материалоёмкости. Насколько велико это завышение, и как уменьшить коэффициент запаса,
обеспечив в то же время прочность и надежность работы конструкции при минимальном
расходе материала? Ответу на этот вопрос посвящена данная статья.
Анализ публикаций. Основная цель расчета инженерной конструкции – удовлетворение
требований прочности и надежности, с возможно минимальным расходом материала, решается
выбором метода расчета. Наиболее распространенными методами расчета являются: расчет по
напряжениям и расчет по предельным состояниям. Применение этих методов показано в [2, 3].
Цель работы – дать сравнительный анализ
применяемых методов расчета и выявить фактический коэффициент запаса прочности при применении того или иного метода расчета.
Согласно методу допускаемых напряжений,
критерием надежности конструкции является
напряжение или напряженное состояние в точке.
Схема расчета выглядит следующим образом:
на основе анализа работы конструкции в ней выявляется точка, в которой возникают наибольшие
напряжения, затем эти напряжения сравниваются
с предельными величинами для материала конструкции, которые, в свою очередь, получаются испытаниями. На основе такого сравнения делается
заключение о прочности конструкции. Совершенно очевидно, что сравнение напряжений в одной
точке, хотя и наиболее «опасной», не позволяет
однозначно оценить прочность конструкции. Всегда будет возникать вопрос, а насколько это опасно, имеется ли дальнейший резерв нагружения, а
что будет, если предельные напряжения возникнут
не в одной точке, а допустим, в определенном
объеме тела?
Эти вопросы носят исследовательский характер, и ответ на них позволяет более точно
оценить работоспособность конструкции и выбрать такие параметры, которые сделают ее более рациональной и менее материалоемкой.
В разрезе поставленных выше вопросов, рассмотрим решения задач в классической упругой
постановке и исследование их же с учетом развития неупругих, пластических деформаций, вплоть
до исчерпания несущей способности, причем во
всех задачах материал, для простоты, будем считать идеально пластичным с диаграммой Прандтля. Упрочнение материала не учитывается.
Классический метод расчета элементов кон16
струкций заключается в удовлетворении т.н. условия прочности.
При действии продольных сил (растяжении
и сжатии) это условие имеет вид:
σ расч 
Fi
 σ  ,
Ai
(1)
где σрасч – расчетное нормальное напряжение
(для конструкций в которых они возникают –
например растяжение, сжатие), Fi – растягивающая или сжимающая сила, Ai – площадь сечения, i – номер точки (сечения), в которой определяется напряжение, [σ] – допускаемые напряжения для материала конструкции. Обычно в
машиностроительных конструкциях допускаемые напряжения принимаются, как n-я (n > 1 –
коэффициент запаса) доля от предельных напряжений.
При изгибе условие прочности имеет вид:
M
σ расч 
 σ  ,
(2)
W
где М и W соответственно изгибающий момент
и момент сопротивления.
M кр
 τ  , (3)
При кручении: τ расч 
Wp
где τрасч и [τ] соответственно расчетные и допускаемые касательные напряжения;
Mкр и Wp – крутящий момент и полярный момент сопротивления и т.д.
В этих же конструкциях в качестве предельных принимаются: для пластичных материалов
предел текучести σт, τт, а для хрупких – предел
прочности σв, которые определяются экспериментально.
Таким образом, на основании формул (1–3)
в работающей конструкции не допускается возникновения ни пластических деформаций, ни
трещин хрупкого разрушения и это позволяет
обеспечить безопасную работу конструкции, но
не отвечает на вопрос, насколько эффективно
используется способность материала воспринимать прикладываемую нагрузку, т.е. экономичность самой конструкции.
Для машиностроительных конструкций, работающих в системах с взаимным перемещением сопрягаемых деталей, вопрос экономии материала имеет большое значение, но более значимым оказывается вопрос работоспособности.
Поэтому здесь превалирует второе значение по
сравнению с экономией, и формулы (1–3) обеспечивают эту работоспособность. Если же система нагружена статической нагрузкой и нет
взаимных перемещений сопрягаемых деталей
или эти перемещения незначительны, и возникая в момент нагружения конструкции, со вре-
менем не изменяются или мало изменяются,
здесь уместно говорить об экономичности конструкции или об эффективности использования его
материала, что ассоциируется с резервом дополнительного нагружения. В этом случае, формулы
(1–3) хотя и обеспечивают безопасную работу
конструкции, но не отражают реального положения и таят в себе чрезмерно большие резервы.
Чтобы учесть их, используется так называемый
метод расчета по предельным состояниям [1].
Предельные состояния подразделяются на
две группы: первой соответствует потеря несущей способности или непригодность к эксплуатации – общая потеря устойчивости формы, потеря устойчивости положения; хрупкое, вязкое,
усталостное или иного характера разрушение;
разрушение под совместным воздействием силовых факторов и неблагоприятных влияний
внешней среды; качественное изменение конфигурации; резонансные колебания; состояния,
при которых возникает необходимость прекращения эксплуатации в результате текучести материала, сдвигов в соединениях, ползучести и
чрезмерного раскрытия трещин.
Ко второй группе относятся предельные состояния, затрудняющие нормальную эксплуатацию конструкции или снижающие их долговечность, вследствие появления недопустимых перемещений (прогибов, осадок, углов поворота),
колебаний, трещин и т.п.
В основу расчета по методу предельного состояния положены так называемые нормативные
сопротивления. В качестве нормативного сопротивления принято наименьшее значение предела
текучести пластичного и предела прочности
хрупкого материалов. С учетом неоднородности
свойств, расчетные сопротивления обозначаются R и получаются делением значений нормативных сопротивлений на коэффициент безопасности по материалам γм. Для низкоуглеродистой стали расчетное сопротивление R составляет примерно 0,9 σт.
При расчете по этому методу находят величины допускаемых усилий в элементах. Допускаемые усилия определяют с учетом коэффициента надежности γм и коэффициента условий работы γс, учитывающих специфический характер
работы конкретных объектов рассматриваемой
области техники. Коэффициенты γм и γс определяют на основе всестороннего изучения работы
конструкции. Допускаемые усилия для элемента
при продольной силе определяют по формуле:
N доп  R  A 
γc
.
γм
(4)
Расчетное усилие N должно быть больше
или равным Nдоп.
Аналогично находят допускаемый момент
γс
при изгибе M доп  R yW
,
(5)
γм
где Ry – расчетное сопротивление при изгибе;
W – осевой момент сопротивления сечения.
Величина Ry γ с представляет собой, по суγм
ществу, допускаемое напряжение. Коэффициенты γс и γм неодинаковы не только для разных изделий, но в некоторых случаях и для элементов
одной конструкции и определяются нормативами (СНиП). Таким образом, по этому способу
для разных конструкций расчет производится по
различным допускаемым напряжениям.
Коэффициенты условий работы некоторых
элементов, согласно СНиПу, имеют следующие
значения: для балок и сжатых элементов ферм,
γс = 0,9; для сжатых основных элементов, кроме
опорных, решетчатых ферм при их гибкости λ ≤
60, γс = 0,8; для сжатых раскосов пространственных решетчатых конструкций из одиночных
уголков, прикрепляемых к поясам одной полкой,
γс = 0,9; для сжатых элементов из одиночных
уголков плоских ферм γс = 0,75; для подкрановых
балок кранов грузоподъемностью G > 5 т, γс – 0,9.
Выводы. Как показали расчеты [2], для простейших конструкций типа ступенчатого бруса,
стержневой системы, валов, балок и т.п., при расчете по методу допускаемых напряжений, коэффициент запаса принимается обычно 1,5. При расчете тех же конструкций, с теми же параметрами
нагружения по методу предельных состояний, коэффициенты запаса получаются завышенными.
Например: для ступенчатых брусьев – 2,95; для
стержневых систем – 3,05; для валов (теоретически) – 2,7, т.е. примерно в 2 раза больше, чем при
расчете по первому методу, или применение метода предельных состояний позволяет теоретически
вдвое сократить материалоемкость конструкции.
Аналогичная картина наблюдается и при расчете балок и рам. Для балок это будет 1,69; для
рамных конструкций – 1,67, т.е. резерв дополнительного нагружения соответственно 69 и 67%.
ЛИТЕРАТУРА
1. Строительные нормы и правила СНиП II-23-81*
Нормы проектирования. – М.: Стройиздат, 1991. –
94 с.
2. Усеинов Б. К. Сопротивление материалов. Учебное пособие для инженерных специальностей вузов при выполнении расчетно-графических и студенческих научно-исследовательских работ. –
Симферополь: КИПУ, 2006. – 134 с.
3. Усеинов Б. К. Сварные конструкции. Расчет и
проектирование: Учебное пособие. – Симферополь, 2007. – 204 с.
17
УДК 621.43
Халилов В., Эреджепов М. К.
ОПРЕДЕЛЕНИЕ ТЕНДЕНЦИЙ ПРОЦЕССА ПОСЛОЙНОГО ВПРЫСКА
ТОПЛИВА ДЛЯ УЛУЧШЕНИЯ ЭКОНОМИЧЕСКИХ И ЭКОЛОГИЧЕСКИХ
ПОКАЗАТЕЛЕЙ ДИЗЕЛЯ
Розглянуто основні етапи рішення завдання з визначення умов для формування керуючих впливів
на систему точково-пошарового упорскування палива в камеру згоряння дизеля. Результати отримані на основі кінематичних і термодинамічних розрахунків.
Рассмотрены основные этапы решения задачи по определению условий для формирования управляющих воздействий на систему точечно-послойного впрыска топлива в камеру сгорания дизеля. Результаты получены на основе кинематических и термодинамических расчетов.
The article deals with the main stages of doing sums in determining conditions of farming monitored influence on the system of point wise one layer at time injection of fuel into the primary furnace of diesel. The
authors of the article received the given in it results on the basis of cinematic and thermodynamic calculations.
Постановка проблемы. Рост популярности
автомобилей с современными быстроходными
дизельными двигателями вызван высокими экономическими и экологическими показателями.
Поэтапное ужесточение требований экологических стандартов после принятия норм EURO-1
для отработанных газов (ОГ) в странах ЕС для
дизельных двигателей позволило сократить
вредные выбросы CO, CH, NOх, и твердых частиц (ТЧ) соответственно в 3, 2,4, 2,3, 18 раз [1].
Выполнению этих требований способствовали
возросшие возможности автомобильной электроники, оснащение топливной системой common-rail или системой насос-форсунка, способные совершать импульсные вспрыски необходимого количества топлива под высоким давлением. Необходимость впрыска большого количества топлива за короткий промежуток времени направило производителей топливной аппаратуры (ТА) Robert Bosch GmbH (BOSCH) и
Siemens на достижения по подаче топлива давлением 1800–2200 бар, и это не предел. Системы
третьего поколения дизельного впрыска «Unit
Ingectjr Sistems» компании BOSCH способны
осуществлять до пяти впрысков. В этих инновационных системах топливного питания, использующих быстродействующие пьезоэлектрические клапаны, реализованы возможности регулирования давления и количества импульсов
впрыска топлива. ТА производимая BOSCH, согласно публикации [2], увеличила возможности
впрысков за рабочий цикл до десяти. Из выше
приведенного можно определить, что существует техническая возможность осуществления точечно-послойного впрыска (ТПВ) топлива в необходимых количествах и моментах поворота
коленчатого вала (ПКВ). Управление ТПВ осуществляется электроникой, запрограммирован-
18
ной на различные режимы работы [3]. Однако
решение вопросов функционального управления
инновационными системами ТА остаются в тени
и, похоже, ведущие разработчики не склонны
широко публиковать свои научные достижения,
на которые затрачены значительные финансовые ресурсы. Также нет однозначного понимания процессов происходящих в камере сгорания
(КС) после подачи туда топлива. Процесс самовоспламенения в камере изучается достаточно
длительно, но и до настоящего времени существуют противоречия в понимании теплообменных процессов. Противоположные взгляды на
характер теплообмена, предшествующие горению по Семенову или по Франк-Коменецкому
[4], значительно влияют на возможности регулирования температурой в КС, временем и количеством впрыскиваемого топлива. Для решения в дальнейшем вопросов, связанных с управлением впрыска топлива в КС дизельного двигателя, необходимо первоначально определиться с
тенденциями программы подачи топлива.
Анализ публикаций. Проблемы традиционного впрыскивания топлива в дизельном двигателе достаточно хорошо изучены, достигнуты
пределы экономических и экологических показателей для этих систем. Для понимания процессов, происходящих в КС после опережающего впрыска топлива, обратимся к исследованиям
[5]. Как показали эти исследования, необходимо
учитывать фактор времени опережения впрыска
в процессе разрыва сплошности жидкого топлива и образования двухфазовой газожидкостной
среды с внутренними пустотами, где давления
могут переходить даже в отрицательную область. Вероятно, характер происхождения очагов воспламенения и изменения в характере роста давления в КС вызван данным физическим
явлением. Дальнейшие шаги, направленные на
улучшение экономических и экологических показателей дизеля, связаны с совершенствованием систем послойного впрыска топлива. В исследованиях [6], с целью формирования рекомендаций по схеме многофазовой топливоподачи, изучены влияние на показатели дизеля таких
параметров, как давление и угол опережения
впрыскивания. Управляемый впрыск позволил
значительно снизить в отработанных газах содержание CO, CH, NOx, твердых частиц. В вопросах снижения в выбросах NOx и управления
механизмами его образования не все так однозначно. В исследованиях [4] рассматривались
возможные пути его образования. Это термический путь, быстрое образование NO, образование окислов азота через образование N2O и образование окислов азота из топливного азота.
Исследования позволили определить механизмы
и тенденции образования, дать рекомендации
снижения NOx с предложениями модифицировать процесс горения, использовать католическое горение, процесс дожигания. В целом
предложения для двигателя внутреннего сгорания заключались в снижении максимальной
температуры горения, использовании технологии ступенчатого сжигания, где на первой стадии смесь обогащается, затем создается избыток
воздуха. Осуществлять изменения условий горения в КС дизеля наиболее доступно и целесообразно применением ТПВ, что позволяет снизить выбросы вредных веществ до 20% [6].
Предлагаемая схема топливоподачи состоит из
предварительного впрыскивания, основного
впрыскивания, дополнительного впрыскивания
и позднего дополнительного впрыскивания.
Предварительный впрыск осуществляется за
5…15 град. ПКВ для легковых, и 6…12 град. –
для грузовых до начала основного впрыска. Значения углов могут изменяться в зависимости от
режимов работы и достигать 90 град. до ВМТ.
Этот этап впрыска обеспечивает повышение
температуры и давления в КС, уменьшает период задержки воспламенения и при полной нагрузке снижает выбросы CH, уровень шума сгорания. В исследованиях [6] также отмечается,
что уменьшение угла опережения основного
впрыска снижает выброс NOx, а позднее впрыскивание от нужной величины на 1 градус, повышает этот показатель на 15%. Отсюда можно
сделать вывод о значении точности управления
основным впрыском топлива. Дополнительный
впрыск осуществляется через 1…5 градусов
ПКВ после основного впрыска, и доходит до 200
град. после ВМТ. Впрыск происходит еще при
продолжающем сгорании топлива. В Украине,
вопросы, касающиеся ТПВ, только начинают
активно исследоваться, и в перспективе ожидаются значительные результаты.
Целью работы на данном этапе исследований является обоснование и формирование последовательности осуществления ТПВ топлива, позволяющего уменьшить образование NOx при наилучших показателях крутящего момента дизеля.
Известно, что наиболее интенсивное образование NOx, происходит с возрастанием нагрузки на двигатель и последующего его значительного нагрева. Обратимся к известной кинематике возвратно-поступательного движения, не
смещенного по центру поршня в цилиндре. В
положении ВМТ, сила давления газов сгораемого топлива не создает крутящий момент и приложена к коренным шейкам коленчатого вала
(КВ) [7]. Выделим эту силу в известной кинематической схеме шатунно-поршневой системы
[7], как отдельную, прилагаемую к кривошипу
КВ без учета сил инерции и трения. Путем ряда
математических преобразований, представим
формулу определения крутящего момента КВ от
давления газов в камере сгорания и угла поворота
КВ в виде
M кр 
Fг  r 2  sin 2
 Fг  r  sin,
 r2 
1     sin 2
 1 
где Fг – сила давления газов в цилиндре, приложенная к шатуну, Н;
φ – угол поворота коленчатого;
r – радиус кривошипа, м;
l – длина шатуна, м.
Приняв силу давления газов нормированным Аг = 1 Н, при значениях l = 0,178 м: r =
0,048 м, построим график зависимости крутящего момента Мкрн КВ от угла поворота φ, представленного на в зависимости от рис. 1.
Изменение объема камеры сгорания в зависимости от угла ПКВ представим в виде формулы

2 2


Vксг = l  r    r cos l r sin Sп  Vксж ,



2
где Sп – площадь поршня, дм ;
Vксж – объем камеры сжатия, дм3.
Аналогично построим график изменения
объема камеры сгорания Vксг в зависимости от
угла поворота φ КВ.
Используя экспериментально полученные
данные давления Pинд индикаторной диаграммы
дизеля [7], определим усилие на поршне диаметром 89,2 мм. Совместив это усилие с нормированным графиком крутящего момента на рис.
1, построим график изменения крутящего момента КВ – Мкр.
19
Рис. 1. Зависимости Мкрн., Мкр и Vксг от угла поворота φ КВ.
Кривая Мкр показывает, что наибольший
крутящий момент, за счет положения кривошипа КВ, образуется при значениях φ = 380–400 и
расширения камеры сгорания с 1,76 до 3,9 раза.
Продолжительность процесса сгорания топлива при полной нагрузке дизеля достигает
400…420° ПКВ [6]. Расчеты показывают, что
изменения характеристик индикаторной диаграммы, путем применения ТПВ, позволяют даже при снижении давления в КС на 10…12%,
увеличить крутящий момент Мкр (рис. 1) на
20…25%. Возможности ТПВ позволяют растянуть длительность процесса сгорания топлива,
оперативно управлять его параметрами через регулирование давлением и временем впрыска.
Появляется возможность уменьшить процентное
соотношение впрыскиваемого топлива в начальный подготовительный период и перераспределить его на последующий момент, когда
Мкрн принимает большее значение. Это позволяет снизить температуру в КС в зоне ВМТ и компенсировать падение давления при последующем его расширении. Возможности увеличения
длительности процесса сгорания не безграничны. Растет количество вредных веществ в выхлопных газах. Возрастают потери тепла за счет
увеличения площади КС и снижается давление
за счет увеличения объема камеры сгорания.
Как известно, главным направлением развития дизельного двигателя остается достижение
высоких экономических показателей и на этой
основе последующая задача – снижение уровня
содержания вредных веществ в отработанных
газах выпускаемых с КС. Снижение уровня выброса вредных веществ возможно на двух этапах: образования и последующего расхода в рабочем процессе. Управляемый процесс сгорания
топлива в цилиндре дизеля с ТПВ, позволяет совершенствовать дизель в этих двух направлениях. В соответствии с кинематикой преобразования поступательного движения поршня во вра20
щательное, усилие давления газов при горении в
КС в ВМТ не создает крутящего момента и направлено на рост его температуры и внутренней
потенциальной энергии.
Поэтому основная задача впрыска топлива в
этой зоне – подготовка КС для совершения
поршнем последующей работы. Для нагруженных режимов работы двигателя, управление
снижением температуры в КС это еще путь наибольшего влияния на уменьшение образования
соединений NOx из N2 содержащегося в сжатом
воздухе КС.
Процессы образования NOx в КС, происходящие термическим путем (по Зельдовичу) дают
основную прибавку в виде монооксида азота NO
[8]. В исследованиях [4] раскрываются последующие химические механизмы расходования
NO в процессах горения, однако в них отсутствует очень важное звено – взаимодействие с СО.
Как показывают исследования [9], химическая
реакция
2NO + 2CO = 2CO2 + N2
(3)
происходит в выхлопных газах и при присутствии катализатора, способствующего активизироваться даже при невысоких температурах. Активация, создание условия для прохождения
данной реакции в камере сгорания является действенным механизмом поглощения и противостояния образованию NO, сдерживанию его
дальнейшего окисления.
Для определения условий активации реакции (3), воспользуемся формулой для вычисления термодинамической функции по методу
Темкина и Шварцмана [10]:
ΔG0т = ΔH0298 – TΔS0298 – T(ΔаM0 + ΔbM1 +
+ ΔcM2 + ΔdM3 + ΔcM-2),
(4)
где ΔH0298 – стандартный тепловой эффект,
кДж/моль;
ΔS0298 – суммарная разность энтропии, полученных и исходящих продуктов, Дж/моль/град.;
Т – температура прохождения реакции, °К;
Δа, Δb, Δd, Δc – разность коэффициентов реакции, полученных продуктов и исходящих;
М0, М1, М2, М3, М-2 – табличные температурные
коэффициенты.
В соответствии с вычислениями была построена зависимость ΔG0т от изменения температуры t° которая представлена на рис. 2:
ля необходимо проводить на фоне совершенствования технических возможностей топливной
системы.
2. Управление процессом ТПВ дизеля в координатах: количество топлива, угол поворота коленчатого вала позволяет сравнительно увеличить крутящий момент и снизить содержание
NOx в выхлопных газах.
3. Необходимо управлением ТПВ максимально
поддерживать необходимую концентрацию монооксида углерода и температуру в камере сгорания на уровне реакции взаимодействия его с
монооксидом азота.
4. Увеличение паров воды в КС существенно
расширяет диапазон процесса поглощения монооксида азота.
ЛИТЕРАТУРА
Поливянчук А. П. Повышение точности измерений нормируемых выбросов загрязняющих веществ с отработанными газами дизелей // Авиационно-космическая техника и технология: Научн.-техн. журн. – 2007. – № 10. – С. 170–174.
2. Böcking F., Dohle U., Hammer J. Pkw-CommonRail-Sisteme für künftige Emissionsanforderungen //
MTZ: Mtortechnishe Zeitschrift. – 2005. – V. 66. –
№ 7–8. – S. 552–557.
3. Иващенко Н. А., Вагнер В. А., Грехов Л. В. Дизельные топливные системы с электронным
управлением. – Барнаул: АлтГТУ, 2000. – 111 с.
4. Варнатц Ю., Маас У., Диббл Р. Горение. Физические и химические аспекты, моделирование, эксперименты, образование загрязняющих веществ /
Пер. с англ. Г. Л. Агафонова / Под ред. П. А.
Власова. – М.: ФИЗМАТЛИТ, 2006. – 352 с.
5. Керимов З. Х. Математическое моделирование
гидродинамических процессов с учетом двухфазной среды в граничных полостях дизельной
системы впрыска топлива // Авиационно-космическая техника и технология: Науч.-тех. журн. –
2004. – № 8. – С. 63–69.
6. Мешков Д. В. Влияние многофазового впрыскивания топлива системой Common-Rail на экономические и экологические показатели быстроходного дизеля // Авиационно-космическая техника и технология: Научн.-тех. журн. – 2007. – №
10. – С. 165–169.
7. Колчин А. И. Расчет автомобильных и тракторных двигателей: Учебное пособие для вузов / А.
И. Колчин, В. П. Демидов. – М.: Высш. шк.,
2003. – 496 с.
8. Курс химии / Под ред. А. Ф. Алабышева. – Ч. 2. –
М.: Высш. шк., 1969. – 200 с.
9. Крылов О. В., Миначев Х. М., Панчишный В. И.
Проблемы разработки каталических дожигателей
отходящих газов автомобилей и альтернативных
экологически чистых топлив // Успехи химии. –
М.: Наука, 1991. – С. 635–648.
10. Краткий справочник физико-химических величин. – Изд. 7-е / Под ред. К. П. Мищенко, А. А.
Равделя. – Л.: Химия, 1974. – 200 с.
1.
Рис. 2. Изменение термодинамической активности
реакции взаимодействия NO и CO от температуры.
Полученная зависимость показывает, что
реакция химического соединения активизируется в полной мере при превышении температуры
2130 ºК. В камере сгорания, наряду с процессом
образования NO, есть условия для последующего вступления его в реакцию с CO. Давление в
камере сгорания, согласно принципу ЛеШателье [8], будет способствовать увеличению
скорости прохождения реакции.
При сгорании углеводородного топлива образуются пары воды, имеющие возможность
вступать в реакцию [8]. Тогда реакция запишется как:
2NO + 5CO + 3H2O = 2NH3 + 5CO2.
(5)
Аналогично произведем расчеты по формуле (4) и по полученным данным построим графическую зависимость изменения термодинамической активности от температуры, представленную как 2, на рис. 2. Зависимость показывает, что реакция активизируется в полной мере в
КС при температурах превышающих 1600 град.
К. Давление в КС также способствует увеличению скорости реакции. Присутствие паров воды
значительно снижает температуру активизации
реакции поглощения NO в КС.
Одним из способов увеличения доли паров
воды в реакции в КС является добавление водорода во всасываемый воздух. Сгорая, водород
образует пары воды, которые имеют возможность вступать в реакцию (4). В последующем,
расход NH3 идет по схеме NH3→NH2→NH [4] и
существует возможность образования на ступенях NO из NH2 и NH.
Выводы.
1. Улучшение экологических показателей дизе-
21
УДК 631.316
Бабицкий Л. Ф.
ПРЕДПОСЫЛКИ СОЗДАНИЯ ВИБРО-ИМПУЛЬСНО-РЕЗОНАНСНЫХ
ПОЧВООБРАБАТЫВАЮЩИХ РАБОЧИХ ОРГАНОВ
Запропоновано узагальнену динамічну модель віброударної взаємодії деформатора з ґрунтом і
встановлений для неї аналітичний взаємозв’язок напружень і деформацій. На цій основі вводиться
коливальна система з вібро-ударно-резонансною дією на ґрунт.
Предложена обобщенная динамическая модель виброударного взаимодействия деформатора с
почвой и установлена для нее аналитическая взаимосвязь напряжений и деформаций. На этой основе
введена колебательная система с вибро-ударно-резонансным воздействием на почву.
The comprehensive dynamic model of vibro-impact cooperation of deformator with soil is offered and
analytical intercommunication of tensions and deformations for it is set. The oscillating system with vibroimpact-resonance influence on soil is entered on this basis.
Постановка проблемы. Одной из основных
операций при возделывании сельскохозяйственных культур является обработка почвы, которая
требует значительных затрат энергии и большого количества потребляемого топлива. Рассматривая систему обработки почвы, в комплексе агротехнических мероприятий по сохранению
плодородия почвы, с учетом особенностей механического воздействия на почву орудий поверхностной и глубокой обработки, особое внимание следует уделять качеству обработки почвы и максимально уменьшать вредное уплотняющее воздействие мобильных сельскохозяйственных агрегатов. При этом большое значение
имеет повышение активности воздействия рабочих органов на почву.
При разработке конструкций почвообрабатывающих рабочих органов, обоснование их оптимальных параметров и видов воздействия на
почву является важной задачей, так как этим определяются энергетические и качественные показатели обработки почвы. Свойства почвы и их
изменение во времени оказывают существенное
влияние на процесс механической обработки
почвы рабочими органами. Комплексный подход к рассмотрению такого процесса почвообработки приводит к общей теории систем. Протекание процесса механической обработки почвы в пространстве и времени необходимо рассматривать как динамическое воздействие рабочих элементов на почву с соответствующим
аналитическим описанием.
В зависимости от поставленной задачи получения требуемого качества разделки почвы
при минимальных энергозатратах необходимо
обосновывать и разрабатывать различные подсистемы деформации и разрушения почвы, на
основе которых определять рациональные параметры рабочих органов, оптимальные способы и
режимы их воздействия на почву.
22
Анализ последних исследований. В настоящее время при разработке конструкций и
обосновании параметров почвообрабатывающих
рабочих органов, механический процесс обработки почвы рассматривается на основе взаимосвязи напряжений и деформаций. Так как связь
напряжений и деформаций, реально существующих тел рассматривает реология, то при описании процесса деформации и разрушения почвы,
ее строение представляется реологическими моделями [1]. Однако отдельные реологические модели для конкретных фаз деформаций и разрушения почвы не позволяют в обобщенном виде
дать динамику протекания процесса с соответствующим аналитическим описанием в целом.
Цель исследования – обоснование, построение и аналитическое описание обобщенной
динамической модели вибрационного и ударного взаимодействия рабочего органа с почвой и создание на этой основе вибро-импульсно-резонансных почвообрабатывающих рабочих органов,
обеспечивающих снижение энергоемкости и повышение качества обработки почвы.
Качество обработки и затраты энергии зависят как от типа и состояния почвы, так и от конструкции рабочих органов и скоростного режима
их работы. Поведение почвы при воздействии на
нее рабочих органов оказывает существенное
влияние на характер протекания процесса деформации и разрушения почвы. Такой процесс
обычно разделяется на фазы, в соответствии с которыми составляются реологические модели
почвы, позволяющие описать как отдельные стадии, так и весь процесс в целом за определенный
период времени. Рассматривая действующие силы и связывая их с реологическими характеристиками почвы в процессе движения в ней рабочего органа, можно представить динамическую
модель виброударного взаимодействия деформатора с почвой в следующем виде (рис. 1).
Рис. 1. Обобщенная динамическая модель вибрационного и ударного взаимодействия деформатора (рабочего органа) с почвой при его движении в процессе обработки.
Предлагаемая модель представляет собой
динамическую систему, состоящую из почвообрабатывающего рабочего органа, выполняющего
роль деформатора, который моделируется в виде
перемещающейся массы m1 и скалываемого объема почвы в виде поступательно движущейся
присоединенной массы m2. Массы в совместном
движении соединены в различных сочетаниях
упругими, вязкими и пластическими связями.
Согласно схеме динамической модели (рис. 1),
в ней рассматриваются следующие силовые факторы и свойства почвы:
Р – тяговое усилие;
R1 – сопротивление движению деформатора в
почве, возникающее в результате сухого трения
и объемного сопротивления почвы;
R2 – сопротивление перемещению скалываемого
блока по недеформированной почве;
R3 – сопротивление пластическому течению почвы;
Fв – возмущающая сила действия вибратора на
деформатор (при виброобработке);
Рвум – сила импульсного действия виброударного механизма;
Q2 – сила действия деформатора на неразрушенную почву;
С1 – коэффициент упругости почвы в фазе сжатия;
С2 – коэффициент упругости почвы в фазе сдвигов;
μ1 – коэффициент вязкости почвы в фазе сжатия
до начала скола блока;
μ2 – коэффициент вязкости почвы при объемных
деформациях;
μ3 – коэффициент вязкости почвы при сдвиговых деформациях.
Связывая силовые факторы с реологическими свойствами почвы в точках А, В и С, согласно динамической модели, представленной на
рис. 1, с учетом всех особенностей воздействия
деформатора на почву, составим дифференциальные уравнения представленной модели для
всей системы взаимодействия. Для деформатора
дифференциальное уравнение получим в виде:
m1 x1  1  x1  y 1   c1  x1  y1    t  (1)
Φt   P  Fв  Pвум - Gx1  ,
(2)
где G (x1 ) – пассивное сопротивление деформатора за счет сухого трения скольжения.
Дифференциальные уравнения для почвы
примут следующий вид:
m2 y1 + R2 + Q2 = μx1 - y1 + C2 x1 - y1 ,
y1 =
Q2
1 dQ2 R3
+

,
μ C 2 dt
μ3
(3)
(4)
где μ – приведенный коэффициент вязкости почвы:
μ 2μ 3
μ 
.
μ 2  μ 3
По уравнению (3) находим функцию Q2 и ее
производную, и подставляем в уравнение (4). В
результате получим уравнение для определения
активного воздействия деформатора на почву в
виде:
Q2 = μ1(x1 - y1) + C2 x1 - y1 - m2 y1-R2 .
(5)
Производная выражения (5) будет иметь
следующий вид:
(
)
dQ2
dR
= μ1 (x1 - y1 ) + C2 x1 - y1  - m2y1 - 2 . (6)
dt
dt
Рассматривая в представленной системе активное воздействие рабочего органа на почву,
введем следующие новые физические величины.
Величину
dQ2
назовем мгновенным значением
dt
силы, характеризующим ударное взаимодействие. При ударном действии введем такую кине23
матическую характеристику как резкость U,
представляющую собой третью производную
перемещения по времени t и с учетом ускорения
а, определяемую по выражению:
U =
da
.
dt
(7)
Тогда мгновенная сила, характеризующая
ударное взаимодействие, определится произведением массы на резкость, то есть:
dQ
dt
2
 mu .
Полученное уравнение (11) позволяет устанавливать взаимосвязь напряжений и деформаций в почве. В общем случае, для реальных условий деформации и разрушения с течением
времени, графическое представление решения
уравнения (10) будет иметь вид, представленный на рис. 2.
(8)
Уравнение (4) в других обозначениях, переходя к деформациям и напряжениям в почве,
можно представить в следующем виде
ε 
σ
σ
σ

- S ,
μ
С2 μ3
(9)
где σ – напряжения в почве;
σS – предел текучести почвы;
E – относительная деформация.
Уравнение (9) аналогично уравнению Максвелла для вязкоупругих аморфных веществ [2]
и с учетом пластичности его можно записать в
виде:
C
dε
dσ C 2

σ  2 σ S  C2
.
μ
μ3
dt
dt
(10)
Решение уравнения (10) имеет вид:
  С2 t  
C2
t
e
 
u t
M
 u du   S t ,
(11)
0
где τμ – максвелловское время релаксации:
τμ 
μ
.
С2
Рис. 2. Зависимость напряжений в почве от относительной деформации движущимся рабочим органом.
Представленный на рис. 2 периодический
характер изменения напряжений в почве позволяет предложить механизм возбуждения колебаний в почве. Реализовать периодические изменения сил сопротивления почвы можно введением импульсного воздействия на рабочий
орган (деформатор). Техническое осуществление импульсного воздействия может быть представлено самонастраивающимся виброударным
механизмом [3] с подводом к нему незначительной энергии от внешнего энергоисточника для
преодоления сил трения в его звеньях.
В общем случае такие режимы работы приводят к созданию автоколебательной системы с
виброударным механизмом (рис. 3).
Обратная связь
Источник энергии
Виброударный
механизм
Колебательный контур деформатора (рабочего органа) с
почвой
Рис. 3. Схема построения автоколебательной системы в почве.
В целом колебательный процесс системы
«почва – рабочий орган – виброударный механизм» может быть представлен в следующем
виде (рис. 4).
В соответствии с рассматриваемой схемой
(рис. 4) подпружиненный рабочий орган 1 (деформатор с пружиной С1) совершает колебания
с амплитудой Аск и частотой fск, определяемыми
периодичностью фаз скалывания почвы. Виброударный механизм 2, состоящий из чередую24
щихся масс mi и упругих элементов Сi, под действием внешнего энергоисточника 3, обеспечивает колебания бойка m1в с амплитудой Авум и
частотой fвум.
В качестве внешнего энергоисточника «В»
(рис. 4), который компенсирует потери на трение, могут использоваться механические, гидравлические, пневматические, электромагнитные и другие виды вибраторов. В процессе таких колебаний происходят соударения бойка m1Б
виброударного механизма с наковальней mн рабочего органа (деформатора), способствующие
интенсификации воздействия рабочего органа
на почву. В этом колебательном процессе рассматриваемой системы частота колебаний бойка
fвум виброударного механизма может совпадать с
частотой скалывания блоков почвы fск рабочим
органом. Тогда накладывание частот приводит к
резонансу, и рассматриваемая система работает
в двух режимах:
- вибрационно-резонансном;
- вибро-импульсно-резонансном.
Рис. 4. Схема колебательной системы «почва – рабочий орган – виброударный механизм».
Вибрационно-резонансный режим системы
будет в том случае, когда бойок m1Б виброударного механизма под действием упругих сил
промежуточных пружин Сi и внешнего энергоисточника воздействует без соударения промежуточных звеньев mi на наковальню рабочего
органа mн с частотой, совпадающей с частотой
скалывания блоков почвы (колебаний наковальни
деформатора).
Вибро-импульсно-резонансный режим системы будет выполняться в том случае, когда
происходят соударения промежуточных звеньев
mi виброударного механизма и его боек m1Б ударяет по наковальне mн рабочего органа с частотой, совпадающей с частотой скалывания блоков почвы. При этом удар рассматривается как
единичный механический импульс. В соответствии с реализацией того или иного режима работы системы следует различать два типа рабочих
органов:
- вибрационно-резонансные;
- вибро-ударно-резонансные.
В таком процессе работы рассматриваемой
системы резонансная амплитуда АР (рис. 4) будет равна:
Ар = Аск + Авум,
(12)
где Аск – амплитуда скалывания почвы;
Авум – амплитуда виброударного механизма.
Резонансные амплитуда и частота оказывают влияние на массу m2 (рис. 1) скалываемого
блока почвы. От характера скалывания блоков
зависит энергоемкость и качество обработки
почвы. С увеличением резонансной частоты
скалывания блоков обеспечивается более мелкокомковатая структура почвы и снижается сопротивление движению рабочего органа.
Вывод. Предложенная колебательная система при механической обработке почвы следует из аналитического описания обобщенной динамической модели виброударного взаимодействия деформатора с почвой и может служить
основой для создания различных видов вибрационных и ударных механизмов привода рабочих органов почвообрабатывающих машин,
осуществляющих вибро-импульсно-резонансное
воздействие на почву. При таком воздействии
снижается энергоемкость и улучшается качество
обработки почвы.
ЛИТЕРАТУРА
1. Кулен А., Куиперс Х. Современная земледельческая механика / Пер. с англ. – М.: Агропромиздат,
1986. – 348 с.
2. Яворский Б. М., Детлаф А. А. Справочник по физике. – М.: Наука, 1971. – 940 с.
3. Бабицький Л. Ф. Біонічні напрями розробки ґрунтообробних машин. – К.: Урожай, 1998. – 164 с.
25
УДК 631.313.001
Свищук С. В.
АНАЛИЗ СУЩЕСТВУЮЩИХ ТЕОРЕТИЧЕСКИХ ПРЕДПОСЫЛОК
ДЛЯ РАСЧЕТА ДИСКОВЫХ РАБОЧИХ ОРГАНОВ
ПОЧВООБРАБАТЫВАЮЩИХ МАШИН
Зроблено аналіз існуючих теоретичних передумов для розрахунку дискових робочих органів ґрунтообробних машин.
Проведен анализ существующих теорий для расчета дисковых рабочих органов почвообрабатывающих машин.
The analysis of existing theories for calculation of disc tillage tools of soil machines is organized.
Постановка проблемы. Интенсификация
технологического процесса обработки почвы
ставит новые задачи в области исследования и
создания рабочих органов почвообрабатывающих машин, работающих по принципу послойного резания или разрыва почвенного пласта.
Поэтому в настоящее время особенности процесса взаимодействия дисковых рабочих органов с почвой представляют значительный интерес и привлекают внимание многих исследователей.
Цель статьи – провести анализ существующих теорий для расчета дисковых органов
почвообрабатывающих машин, выявить их недостатки.
В системе машин для механизации сельскохозяйственного производства важное место занимают дисковые почвообрабатывающие орудия (лущильники, бороны, плуги, лункообразователи, культиваторы).
Простота конструкции, высокая производительность, малая склонность к забиванию растительными остатками, способность легко преодолевать препятствия, относительно малый износ
рабочих органов, возможность обеспечивать поверхностную обработку почвы и другие преимущества делают дисковые почвообрабатывающие машины предпочтительными, а в отдельных случаях – единственно возможными
для применения. Проблема их обоснования оптимальных кинематических и динамических параметров возникла одновременно с началом их
применения.
Вопросы кинематики дисковых рабочих органов рассматривали многие ученые, но полный
анализ кинематики дисков различных типов с
необходимыми данными для расчета и конструирования дисковых машин был выполнен Г.
Н. Синеоковым.
Им были получены зависимости, позволяющие теоретически обосновать основные кинематические параметры дисковых рабочих органов почвообрабатывающих машин. Например,
26
угловая и окружная скорости вращения дисков,
путь, проходимый диском за один оборот и др.
Также была получена эмпирическая зависимость, связывающая диаметр диска с высотой
гребня, глубиной обработки, расстоянием между
дисками (для батарейного размещения дисков).
Была разработана методика для определения по
номограмме одной из перечисленных выше величин по известным значениям трех других.
Рассмотренные методики расчета геометрических параметров дисковых рабочих органов
разработаны для орудий, где ось вращения дисков параллельна поверхности почвы. Они не могут быть применены для расчета конструкций
дисковых рабочих органов с наклонной осью
вращения дисков. Существует методика обоснования диаметра дискового рабочего органа с наклонной осью вращения, разработанная Г. Н.
Синеоковым [6].
Но эта методика учитывает только один
угол наклона диска. Это угол наклона диска в
поперечно-вертикальной плоскости.
Однако необходимо учитывать также угол
наклона диска в продольно-вертикальной плоскости. Выполнив условие, обеспечивающее сход
почвы с диска, обоснуем необходимые значения
этого угла.
Для обеспечения нормальной работы диска
угол его наклона к горизонтальной плоскости
должен быть таким, чтобы при движении почва
скользила по его поверхности.
При взаимодействии с почвой диск оказывает давление N на частицу почвы M, которое
направлено по нормали n к поверхности диска
(рис. 1).
Между частицей M и поверхностью диска
действует сила F, которая препятствует скольжению почвы с корнями растений по диску. Она
складывается из силы трения Fтр и силы прилипания Fп:
(1)
F = Fтр + Fn,
Fтр = f × N,
(2)
Fn = p0S + pNS,
(3)
где f – коэффициент трения почвы с корнями
растений по диску;
p0 – коэффициент касательных сил удельного прилипания при отсутствии нормального давления;
p – коэффициент касательных сил удельного
прилипания, вызванного нормальным давлением;
S – площадь контакта;
N – сила нормального давления.
n
N
R
T
90°- α
φ
P
M
Fтр
α
V
Рис. 1. Схема к обоснованию угла наклона диска к горизонтальной плоскости.
Результирующая R сил N и Fтр определяет
направление перемещения частицы почвы в
процессе движения. Разложим силу N на две составляющие: P – действующую по направлению
скорости движения культиватора и T – вдоль
поверхности диска. Угол между направлением
скорости движения v рабочего органа и нормалью n к его поверхности равен (π/2– α). Тогда:

π
T  N tg    .

2
(4)
Для обеспечения условия скольжения почвы
по диску сила T должна быть больше максимального значения силы F, т.е.:
π

N tg      fN  p 0 S  pNS .
2

(5)
Из выражения (5) следует, что скольжение
почвы по диску возможно при выполнении условия:


π
p

 arctg f  S  0  p  .
2

N

(6)
Для обеспечения условий резания почвы со
скольжением режущие кромки зубьев сферических дисков должны быть выполнены по специальной кривой, характеризующейся постоянством угла встречи с частицами материала [2].
Для обоснования формы этой кривой и получения аналитического выражения, для ее построения рассматривается диск, представляющий собой часть сферы. При этом составляется
параметрическое уравнение рассматриваемой
сферы. Далее по уравнению пространственной
кривой, по которому должна быть выполнена
режущая кромка зуба сферического диска, определяется угол между касательной к любой точке
этой кривой и перпендикуляром, лежащим в
плоскости вращения диска.
Таким образом, было доказано, что угол не
остается постоянным и изменяется в зависимости от аппликаты выбранной точки. Однако величина этого угла по длине режущей кромки
сферического диска изменяется незначительно.
Следовательно, для обеспечения условий скользящего резания лезвием вырезного диска необходимо и достаточно иметь значение этого угла
меньшим или равным углу трения.
Таким образом, форма режущей кромки, т.е.
характер искомой кривой, определяется параметрами диска и коэффициентом трения почвы
и растительных остатков о материал диска.
Известно, что от глубины выреза сферического диска зависит высота гребня на дне борозды. Поэтому эта величина может быть обоснована, прежде всего, исходя из агротехнических
требований на обработку почвы, где определяющим фактором является допускаемое значение высоты гребня. Кроме диаметра и радиуса
кривизны, на действительное значение высоты
гребня влияет угол установки р и угловая скорость вращения диска.
Очевидно, наибольшее значение высоты
гребня на дне борозды будет соответствовать
наименьшим угловым скоростям, т.е. в случае
работы диска со скольжением. В общем случае
27
значение δ, т.е. перпендикуляр опущенный из
точки М к плоскости П1, совпадающей с дном
борозды, определяет теоретическую величину
высоты гребня. Поэтому должно выполняться
следующее условие:
δ ≤ h г,
(7)
где hг – допустимое значение высоты гребня на
дне борозды. Для определения глубины выреза
диска необходимо вычислить угол дополнения

из выражения (7). При этом определение
2
значения угла долготы может быть произведено
на основании конкретных параметров диска и
заданной высоты гребня на дне борозды. Определение значений угла θ по допустимой величине высоты гребня выполняется и графическим
способом.
Для обоснования конструктивных параметров дисковых орудий недостаточно учитывать
лишь их кинематику. При проектировании необходимо также учитывать и силовые характеристики.
Изучением силовых характеристик дисковых
почвообрабатывающих машин занимались многие ученые: Г. Н. Синеоков, Ф. М. Канарев, В. А.
Желиговский, В. Ф. Стрельбицкий, М. А. Путинцева, А. А. Жирнов, Р. Джонстон, Е. Гордон и др.
При изучении силовых характеристик дисковых машин пространственные силы, действующие на диск, удобно раскладывать проецированием на горизонтальную и продольновертикальную плоскости. Это дает возможность
определить основные усилия, влияющие на характер работы агрегата, такие как сила сопротивления движению, боковая сила, выглубляющая сила.
Одним из первых исследователей силовых
характеристик дисковых машин был В. С. Жегалов. При рассмотрении сил, действующих на
диск в горизонтальной плоскости, в связи с отсутствием экспериментальных данных, он сделал неверное допущение, что направление равнодействующей силы совпадает с направлением
оси вращения диска. Однако позже результатами экспериментальных исследований Г. Н. Синеокова было доказано, что равнодействующая
горизонтальных проекций сил сопротивления
почвы образует угол φ с осью вращения диска.
Было установлено, что угол φ имеет положительное значение и увеличивается с увеличением глубины обработки.
Г. Н. Синеоковым были введены зависимости для определения боковой и вертикальной сил:
Ry = n·Rx,
(8)
Rz = m·Rx,
(9)
где n, m – эмпирические коэффициенты;
до
28
Rx – горизонтальная составляющая силы сопротивления движению.
Коэффициенты m и n были определены экспериментально и долгое время являлись единственным исходным материалом для проведения
расчетов дисковых почвообрабатывающих машин [5].
После проведения экспериментальных исследований ученые сошлись в выводах, что сила сопротивления движению сферического диска, расположенного под углом к направлению движения,
состоит из следующих составляющих: сила сопротивления резанию диском; усилие на смятие почвы затылочной частью диска; усилие на смятие
почвы вогнутой поверхностью; сила трения.
Попытка теоретического анализа данных
усилий и выведения формул для их определения
была совершена М. А. Путинцевой. Но полученные ею формулы оказались практически
трудноприменимыми из-за громоздкости. К тому же они содержат коэффициенты, которые
определяются из трудоемких экспериментов.
М. А. Путинцевой было доказано, что глубина обработки дисками возрастает с увеличением
угла атаки до 30°, после чего выталкивающая сила возрастает. Исследованиями ученых Я. М.
Жука, В. Ф. Рубина, М. Е. Демидко и др. установлено, что оптимальной с позиции энергоемкости и выполнения необходимых агротехнических
требований является скорость 3,6–7,2 км/ч.
Опытами зарубежных ученых доказано, что
большое влияние на тяговое сопротивление оказывают такие факторы как форма заточки, тип
почвы, расстояние между дисками и др.
Но, несмотря на большое количество работ,
выполненных по вопросу определения сил, действующих на сферический диск, в настоящее
время составляющие реакций почвы определяются экспериментально в связи с отсутствием
полной методики расчета.
В этих условиях принципиально новым является представление диска с находящейся на
нем почвой как единого тела переменной массы,
предложенное А. А. Жирновым. Такой подход
позволяет теоретически исследовать динамику
взаимодействия диска с почвой и причины,
влияющие на показатели работы агрегата.
Рассмотрим данную теорию применительно
к исследованию сферического рабочего органа.
Диск с почвой на нем в момент времени t
имеет массу M(t). Тогда изменение количества
движения за период времени Δt будет равно:
Q  Q2  Q1  F  t
(10)
где F – равнодействующая сил, приложенных к
диску (рис. 1).
Тогда количество движения в начальный
момент времени t определится:
Q1  M  V  M1  U1 .
(11)
В момент времени t + Δt:
Q2  (M  M1  M2 )  (V  V )  M2 U2 . (12)
При Δt→0 получим уравнение, описывающее динамику диска переменной массы:
M
dM
dM
dV
 F  (U1 V )  1  (U2 V )  2 .(13)
dt
dt
dt
Величина U1  V представляет скорость
поступающих частиц относительно диска,
U 2  V – относительная скорость частиц, покидающих диск. Тогда из уравнения (13) можно
сделать выводы, что эффект присоединенияотделения частиц почвы эквивалентен действию
реактивной силы, ранее в исследованиях не учитывавшейся. Также оно позволяет теоретически
определить и некоторые другие динамические
показатели работы сферического диска, такие
как абсолютная скорость центра масс пласта при
сходе с диска, угол наклона вектора реактивной
силы, буксование диска и др. [4].
Таким образом, данный подход к исследованию динамики сферического диска позволяет
глубже изучить особенности процесса взаимодействия рабочего органа с почвой.
Выводы.
1. Существуют различные подходы к исследованию динамики и кинематики дисковых ра-
бочих органов, позволяющие глубоко изучить
особенности процесса взаимодействия их с почвой.
2. Но в настоящее время не существует достаточно полных методик расчета дисковых рабочих органов почвообрабатывающих машин.
ЛИТЕРАТУРА
1. Айзерман М. А. Классическая механика. – М.:
Наука, 1974.
2. Василенко П. М. Теория движения частицы по
шероховатым поверхностям сельскохозяйственных машин. – К.: УАСХН, 1960.
3. Желиговский В. А. Элементы теории почвообрабатывающих машин и механической технологии
сельскохозяйственных материалов: Труды Грузинского сельхоз института. – Тбилиси, 1960. – 145 с.
4. Жирнов А. А. О динамике взаимодействия дисковых рабочих органов с почвой // Тракторы и сельскохозяйственные машины. – 1971. – № 8. – С.
146–156.
5. Синеоков Г. Н. Дисковые рабочие органы почвообрабатывающих машин. – М.: Машгиз, 1949. –
86 с.
6. Синеоков Г. Н., Панов И. М. Теория и расчет почвообрабатывающих машин. – М.: Машиностроение, 1977. – 328 с.
7. Стрельбицкий В. Ф. Дисковые почвообрабатывающие машины. – М.: Машиностроение, 1978. –
135 с.
8. Стрельбицкий В. Ф. Силовые характеристики рабочих органов дисковых лущильников и борон //
Тракторы и сельскохозяйственные машины. –
1968. – № 10. – С. 22–25.
УДК 631.316.02
Куклин В. А.
ТЕХНИКО-ЭКОНОМИЧЕСКАЯ ЭФФЕКТИВНОСТЬ ПРИМЕНЕНИЯ
КОМБИНИРОВАННОГО ВИБРАЦИОННОГО РАБОЧЕГО ОРГАНА ДЛЯ
ПОВЕРХНОСТНОЙ ОБРАБОТКИ ПОЧВЫ
Зроблено розрахунок економічної ефективності застосування нового комбінованого вібраційного
робочого органу для поверхневого обробітку ґрунту.
Произведен расчет экономической эффективности применения комбинированного вибрационного рабочего органа для поверхностной обработки почвы.
The calculation of economic efficiency of application of the combined vibration worker of organ is made
for superficial treatment of soil.
Постановка проблемы. Сейчас актуальной
является проблема улучшения качественных и
энергетических показателей работы почвообрабатывающих орудий. Одним из перспективных
путей снижения тягового сопротивления при
одновременном повышении качества обработки
почвы является использование комбинированных агрегатов с активными рабочими органами.
Анализ последних исследований и публикаций. Конструкция нового комбинированного
вибрационного рабочего органа для поверхностной обработки почвы [1] обеспечивает в процессе работы снижение тягового сопротивления.
После проведения экспериментальных исследований, подтверждающих целесообразность
применения нового рабочего органа, возникла
29
необходимость в оценке его технико-экономической эффективности.
Цель статьи – показать эффективность использования предложенного рабочего органа в
сравнении с серийным и рассчитать его основные технико-экономические показатели.
Экономический эффект от использования
комбинированного вибрационного рабочего органа для поверхностной обработки почвы, обусловлен снижением удельного тягового сопротивления
с одновременным повышением качества обработки почвы. В результате сокращаются приведенные
затраты на 1 га обрабатываемой площади.
Затраты на изготовление рабочих органов
определим по формуле:
СРО = СОД + СПИ + ССБК,
(1)
где СОД – стоимость изготовления оригинальных
деталей, грн.;
СПИ – стоимость покупных изделий, грн.;
ССБК – полная заработная плата с начислением
рабочих, занятых на сборке конструкции, грн.
Находим затраты на изготовление оригинальных деталей по формуле:
СОД = СМЗ + СПРП,
(2)
где СМЗ – стоимость материала заготовки, грн.;
СПРП – заработная плата рабочих, занятых на изготовлении оригинальных деталей, грн.
Стоимость материала заготовок для изготовления оригинальных деталей находим по формуле:
СМЗ = СЗ × QЗ,
(3)
где СЗ – цена 1 кг материала заготовок, грн.;
QЗ – масса заготовок, кг;
СМЗ = 241,2 грн.
Заработная плата рабочих, занятых на изготовлении оригинальных деталей:
СПРП = СПР + СД + ССОЦ,
(4)
где СПР и СД – основная и дополнительная заработная плата рабочих, грн.;
ССОЦ – начисления по социальному страхованию, грн.
СПР = tСР × СЧ × KД,
(5)
где tСР – средняя трудоемкость изготовления отдельных оригинальных деталей, чел./ч;
СЧ – часовая ставка рабочих, грн./ч;
СЧ = 7,4 грн./ч;
KД – коэффициент, учитывающий доплаты;
KД = 1,025…1,03.
Подставляя значения в формулу (5), окончательно получим:
СПР = 230,18 (грн.).
Дополнительную заработную плату находим по формуле:
СД = (5…12) × СПР / 100,
(6)
где СД = 18,41 грн.
Находим начисления по социальному страхованию:
30
(7)
ССОЦ = RСОЦ (СПР + СД) / 100,
где RСОЦ – процент отчислений от зарплаты;
RСОЦ = 4,4%.
На основании формул (7) и (4) получим:
ССОЦ = 10,94 грн.
СПРП = 259,53 грн.
Находим затраты на изготовление оригинальных деталей по формуле (2):
СОД = 500,73 грн.
Заработную плату рабочих, занятых на
сборке конструкции, находим по формуле:
ССБК = ССБ + СДСБ + ССОЦ.СБ,
(8)
где ССБ и СДСБ – основная и дополнительная заработная плата рабочих, занятых на сборке, грн;
ССОЦ.СБ – начисление по социальному страхованию, грн.
Находим основную заработную плату рабочих, занятых на сборке конструкции, по формуле:
ССБ = ТСБ × СЧ × KД,
(9)
где ТСБ – нормативная трудоемкость сборки,
чел.-ч.
ТСБ = KС × Σ tСБ,
(10)
где K – коэффициент, учитывающий соотношение
между полным и оперативным временем сборки;
Kс = 1,08;
Σ tСБ – суммарная трудоемкость сборки составных частей конструкции, чел./ч.
В результате получим:
ТСБ = 4,86 (чел./ч),
ССБ = 37,04 (грн.).
Находим дополнительную заработную плату рабочих, занятых на сборке, по формуле (6):
СДСБ = 2,59 (грн.).
Начисления по соцстраху определяем по
формуле (7):
ССОЦ.СБ = 1,74 (грн.).
Находим полную заработную плату рабочих, занятых на сборке по формуле (8):
ССБК = 41,38 (грн.).
По формуле (1) находим затраты на изготовление одного рабочего органа:
СРО = 607,11 (грн.).
Тогда стоимость изготовления комплекта
рабочих органов будет составлять:
СКРО = n × СРО = 3642,66 (грн.),
где n – количество рабочих органов на раме
орудия.
Находим стоимость модернизированной
конструкции машины:
БСМ = БСБ + СКРО,
(11)
где БСБ – балансовая стоимость базовой машины, грн.;
БСБ = 24000 грн.;
БСМ = 27642,66 (грн.).
Расчет экономической эффективности почвообрабатывающего агрегата, оснащенного ко-
лебательными рабочими органами, выполнен с
использованием известных методик [2, 3]. Исходные данные для расчета эффективности и
технико-экономические показатели агрегатов
приведены в табл. 1, а результаты расчета – в
табл. 2.
Таблица 1.
Исходные данные для расчета экономической эффективности.
Единица измереПоказатель
Обозначение
ния
Марка трактора
–
–
Марка с.-х. машины
–
–
Цена балансовая:
- трактора
БТ
грн.
- с.-х. машины
БСМ
грн.
Ширина захвата
В
м
Рабочая скорость
VP
км/ч
Продолжительность смены
ТСМ
ч
Коэффициент использования:
- ширины захвата
KВ
–
- сменного времени
τС
–
- эксплуатационного времени
τЭ
–
Годовая загрузка:
- трактора
ГТ
ч
- с.-х. машины
ГСМ
ч
Кол-во обслуживающего персонала
NT
чел.
Тарифная ставка тракториста
fT
грн./ч
Комплексная цена 1 кг топлива
ЦТ
грн.
Часовой расход топлива
GЧ
кг/ч
Годовая выработка агрегата
WГ
га
Амортизационные отчисления:
аТ
%
- на трактор
- на с.-х. машину
%
аСМ
Отчисления на ремонт и ТО:
рТ
%
- трактора
- с.-х. машины
%
рСМ
Нормативный коэффициент эффективЕ
–
ности капитальных вложений
Вариант
базовый
новый
ЮМЗ-6Л
ЮМЗ-6Л
КРН-4,2
КРН-4,2М
90000
24000
4,2
5,6
7
90000
27643
4,2
5,6
7
1
0,80
0,79
1
0,80
0,79
1700
450
1
6,5
5,2
9,0
740
1700
450
1
6,5
5,2
7,9
740
12,5
16
12,5
16
10
11
10
11
0,15
0,15
Таблица 2.
Результаты расчета экономической эффективности.
Показатель
Расчетная формула
Производительность агрегата:
W = 0,1·В·Vр
- теоретическая
- техническая
WТ = W·KВ
- эксплуатационная
WЭ = WТ·τЭ
Затраты труда на 1 га
Т = NT / WЭ
Зарплата тракториста
З = Т·fT
Амортизац. отчисления:
- на трактор
АТ = БТ · аТ : (100·ГТ·WЭ)
- на с.-х. машину
АСМ = БСМ · аСМ : (100·ГСМ·WЭ)
Отчисления на ремонт и ТО:
- трактора
РТ = БТ · рТ : (100·ГТ·WЭ)
- с.-х. машины
РСМ = БСМ · рСМ : (100·ГТ·WЭ)
Затраты на топливо и смаз. мат-лы
ЗТ = GЧ·ЦТ / WЭ
Прямые эксплуатац. затраты
С = З + ЗТ + АТ + АСМ + РТ + РСМ
Удельн. капитальные вложения KУД = (БТ / ГТ + БСМ / ГСМ) / WЭ
Приведенные затраты на 1 га
U = С + Е·KУД
Снижение затрат на топливо
ΔЗТ = (ЗТБ – ЗТН) / ЗТБ
Экономия привед. затрат на 1 га
ΔU = (UБ – UН)
Годовой экономический эффект
ЭГ = (UБ – UН)·WГ
Срок окупаемости
t = ΔK / ЭГ
Вариант
новый
Единица
измерения
базовый
га/ч
га/ч
га/ч
чел.-ч/га
грн./га
2,35
2,35
1,86
0,54
3,50
2,35
2,35
1,86
0,54
3,50
грн./га
грн./га
3,56
5,17
3,56
5,95
грн./га
грн./га
грн./га
грн./га
грн./га
грн./га
проценты
грн./га
грн.
лет
2,85
0,84
25,19
41,10
60,78
50,22
–
–
–
–
2,85
0,96
22,11
38,93
65,69
48,78
12,22
1,43
1059,75
3,43
31
Полученный в результате расчета годовой
экономический эффект от использования предложенного рабочего органа отражает только
снижение приведенных затрат. В действительности же экономическая эффективность предложенных технических решений может быть
выше, так как использование комбинированного
вибрационного рабочего органа будет способствовать повышению качества обработки почвы и,
как следствие, росту урожайности возделываемых сельскохозяйственных культур.
Выводы.
1. Применение колебательных рабочих органов для поверхностной обработки почвы позволяет снизить затраты на горюче-смазочные
материалы на 12,2% по сравнению с серийными
рабочими органами.
2. Годовой экономический эффект от использования почвообрабатывающего агрегата,
оснащенного колебательными рабочими органами, составляет 1059,75 грн.
ЛИТЕРАТУРА
1. Пат. № 21468 Україна, МПК А01В35/02. Ґрунтообробне знаряддя: Бабицький Л. Ф., Тарасенко В. І.,
Куклін В. О.; Заявл. 03.10.2006; Опубл. 15.03.2007,
Бюл. № 3. – 4 с.
2. Методика определения экономической эффективности использования в сельском хозяйстве результатов научно-исследовательских и опытноконструкторских работ, новой техники, изобретений и рационализаторских предложений. – М.:
ВНИИПИ, 1983. – 149 с.
3. ГОСТ 23728-88 – ГОСТ 23730-88. Техника сельскохозяйственная. Методы экономической оценки. – М.: Издательство стандартов, 1988. – 26 с.
УДК 621.432
Абдулгазис У. А., Эреджепов М. К., Халилов В.
ПОДДЕРЖАНИЕ ЭФФЕКТИВНОСТИ РАБОТЫ ЖИДКОСТНЫХ
ОХЛАЖДАЮЩИХ СИСТЕМ АВТОТРАКТОРНЫХ ДВИГАТЕЛЕЙ,
ЗАПРАВЛЯЕМЫХ ВОДОЙ
У статті проведено огляд і аналіз способів водопідготовки для систем охолодження двигунів
внутрішнього згорання ДВС. Вироблено основні заходи, спрямовані на підтримку ефективності роботи охолодних систем автотракторних двигунів для умов експлуатації степового Криму й інших
регіонів України, де водні джерела мають підвищену мінералізацію.
В статье проведен обзор и анализ способов водоподготовки для систем охлаждения двигателей
внутреннего сгорания (ДВС). Выработаны основные мероприятия, направленные на поддержание
эффективности работы охлаждающих систем автотракторных двигателей для условий эксплуатации степного Крыма и других регионов Украины, где водные источники обладают повышенной
минерализацией.
Review and analysis of the ways of the preparation of water is organized in the article for systems of the
cooling internal - combustion engines. The main actions have been worked out directed on maintenance of
efficiency of the work cooling systems car and tractor engines for conditions of the usages steeped Crimea
and other regions of Ukraine, where water resources possess the raised mineralization.
Постановка проблемы. В жидкостных охлаждающих системах автотракторных двигателей (ОС АТД) в качестве охлаждающих жидкостей применяются антифризы и вода.
К настоящему времени широкое применение антифризов в ОС АТД, способствовало
снижению внимания исследователей и эксплуатационников к проблемам, связанным с использованием воды, как охлаждающей жидкости в
ОС АТД.
Цель статьи – произвести обзор и анализ
способов водоподготовки, для систем охлаждения двигателей внутреннего сгорания (ДВС)
различного назначения, с целью выработки мероприятий, направленных на поддержание их
эффективности работы ОС АТД в условиях экс32
плуатации степного Крыма и других регионов
Украины, где водные источники обладают повышенной минерализацией.
Анализ существующих методов водоподготовки для охлаждающих систем двигателей. Вода как охлаждающая жидкость имеет ряд
положительных преимуществ перед антифризами [1, 2]: обладает большей теплоемкостью, теплопроводностью, она доступна, пожаробезопасна, не токсична. Особенно предпочтительно
применение воды при высоких температурах
окружающей среды (плюс 30°С и более), на дизелях большой мощности при эксплуатационных нагрузках, близких к предельным (пропашные работы в сельском хозяйстве, работа строительно-дорожной техники и др.). Однако наки-
пеобразующие и коррозионные свойства природной воды ограничивают ее применение в ОС
АТД. Повышенное содержание в природной воде накипеобразующих компонентов: кальция,
магния, коррозионно-активных ионов: хлоридов, сульфатов, приводит к интенсивному образованию коррозионно-накипных наростов на охлаждаемых поверхностях, снижению интенсивности теплоотдачи охлаждаемых поверхностей,
забиванию трубок радиатора, кавитационным,
корозионно-эрозионным разрушениям головок
блока, цилиндров и др., что в совокупности ведет к нарушению эффективности работы ОС
АТД [3–8].
Предотвращение негативных процессов,
связанных с понижением эффективности работы
жидкостных охлаждающих систем ДВС, заправляемых водой, осуществляется традиционным
путем применения водоподготовки, т.е. введением в очищенную природную воду присадок,
изменяющих ее физико-химические свойства
[9–12].
По своему составу и характеру действия,
применяемые присадки делятся на химические и
водоэмульсионные. Химические присадки пассивируют металлы, создавая защитные окисные
пленки, способствуют переводу в шлам накипеобразующих элементов и нейтрализуют кислотность, повышая уровень pH [9].
Присадки водоэмульсионного типа – это антикоррозионные масла, образующие при смешении с водой устойчивую эмульсию белого цвета.
При омывании эмульсией охлаждаемых поверхностей на них образуется пленка масла, предотвращающая коррозионные разрушения и образование отложений. Химические и водоэмульсионные присадки применяются в практике водоподготовки для двигателей тепловозов, дизель-поездов, а также судовых дизелей, автотракторных двигателей, двигателей бронетехники и др.
Далее проанализируем существующие методы водоподготовки для двигателей различного назначения.
Водоподготовка для дизелей тепловозов и
дизель-поездов. Для приготовления охлаждающей воды для дизелей тепловозов и дизельпоездов (ДТ и ДП) [13, 14] используется конденсат, полученный от отработанного пара любой стационарной установки или вода ионообменной обработки. Качество подготовленной
воды отвечает следующим требованиям:
- общая жесткость не более 0,2 мг-экв./л;
- содержание хлоридов не более 10 мг/л;
- общая щелочность не более 0,6 мг-экв./л;
- сухой остаток не более 50 мг/л.
Для защиты охлаждающих систем (ДТ и
ДП) от коррозионных и коррозионно-эрозионных разрушений в приготовленную охлаждающую воду вводят антикоррозионные присадки:
- каустическую соду (NаОН) ГОСТ 2253-79;
- тринатрийфосфат (Na3PO4 12H2O) ГОСТ 201-76;
- хромпик (K2CrO7, Na2Cr2O7 2H2O) ГОСТ
2652-78, 2651-78;
- силикат натрия (Na2SiO3) ГОСТ 13078-81;
- хромовый ангидрит (CrO3) ГОСТ 2648-78.
Для приготовления и выдачи воды на тепловозы, хранения химикатов в хозяйстве или депо
оборудуется специальное помещение с необходимым технологическим оборудованием. В помещении устанавливается четыре бака: для сбора конденсата, приготовления и выдачи воды на
тепловозы.
Для ДТ и ДП применяется также и антикоррозионная присадка ИНКОРТ-8М3 [15]. Присадка используется на многих железнодорожных
узлах Российской федерации и внесена в документацию выпускаемых двигателей Турбомоторного, Коломенского и др. заводов, а также
допущена к применению на большегрузных самосвалах БелАЗ и рекомендована для ОС АТД.
При использовании антикоррозионной присадки ИНКОРТ-8М, жесткость исходной воды
для ДВС тепловозов и дизель-поездов допускается до 4 мг-экв./л, жесткость исходной воды
для ОС АТД допускается до 8 мг-экв./л. Расход
концентрата присадки составляет 2 литра на 100
литров исходной воды. Предельное содержание
С1-ионов – не более 400 мг/дм3. Растворимость
присадки в воде неограниченная, без дополнительного подогрева. Присадка пожаро-взрывобезопасна, не содержит хроматов, нитритов, канцерогенных веществ, относится к третьему
классу опасности по ГОСТ 12.1.007-76. Ее отличает простота применения, она не требует высокой квалификации обслуживающего персонала.
Контроль качества воды для ДТ и ДП осуществляется химической лабораторией, входящей в состав службы эксплуатации.
Водоподготовка для судовых дизелей. Для
охлаждения судовых дизелей [16] используется
береговая пресная вода или дистиллят, получаемый в испарителях. Предотвращение охлаждаемых поверхностей блоков и втулок от коррозионно-кавитационных разрушений, осуществляется с помощью эмульсионных масляных и других типов присадок отечественного и иностранного производства (Германия).
При их применении пресная вода, предназначенная для заполнения систем охлаждения
судовых дизелей, должна удовлетворять требованиям, приведенным в табл. 1.
33
Таблица 1.
Нормы качества пресной воды.
Тип дизеля
6Д50 М
Все остальные двигатели
Хлориды, мг/л
15,0
50,0
В процессе эксплуатации предельные показатели качества охлаждающей воды должны
удовлетворять требованиям, приведенным в табл.
2 (по типам дизелей). При достижении указанных
Жесткость общая, мг-экв./л
0,15
0,5
предельных значений показателей, охлаждающая
вода заменяется. Контроль качества воды, охлаждающей дизели, осуществляется судовой лабораторией не реже двух раз в месяц.
Таблица 2.
Предельные показатели качества охлаждающей воды.
Тип дизеля
Хлориды, мг/л, не более
Жесткость, мг-экв./л,
не более
Содержание присадки, %
100
1,5
0,5 +/– 0,2
150
1,5
0,5 +/– 0,2
200
3,0
0,5 +/– 0,2
6Д50; 8TD-48
650-VBF-90;
8NVD-48A2U;
8NVD-48AU
Все остальные
Обобщая опыт водоподготовки для дизелей
судов, тепловозов и дизель-поездов необходимо
выделить следующие особенности технологического процесса:
- организация и приготовление охлаждающей
воды осуществляются на основе действующих отраслевых нормативных документов;
- исходная вода, используемая для приготовления охлаждающей воды по своим свойствам близка к качеству дистиллированной воды;
- для приготовления охлаждающей воды в исходную воду добавляются присадки химического или водоэмульсионного типа;
- приготовление и раздача подготовленной ох-
лаждающей воды осуществляется в специальных помещениях, оснащенных необходимым технологическим оборудованием;
- контроль качества воды в процессе водоподготовки и эксплуатации дизелей осуществляется химической лабораторией, входящей в
состав служб эксплуатации.
Водоподготовка для ОС АТД. К основным
показателям, характеризующим качество исходной воды для ОС АТД относятся: содержание в
воде растворимых солей Ca и Mg, концентрация
ионов Cl и SO4, уровень pH и др. В табл. 3 приведены данные об установлении режима технического обслуживания в зависимости от жесткости воды [1].
Таблица 3.
Установление режима технического обслуживания в зависимости от жесткости воды.
Очень мягкая вода
Мягкая
Общая жесткость,
мгэкв./л
До 1,5
1,5–4,0
Средне-жесткая
4,0–8,0
Жесткая
8,0–12,0
Более 12,0 (море до 75,
океан до 130)
Группы жесткости
Очень жесткая
При использовании воды в ОС АТД больше
заботятся о снижении образования накипи [17],
однако наряду с накипеобразующими свойствами, вода может проявлять еще и значительную
химическую активность, вызываемую содержанием в ней хлоридных, сульфатных и гидрокарбонатных анионов. Концентрация хлорид-ионов
свыше 100 мг/дм3 препятствует образованию
защитных слоев металла и интенсифицирует
34
Влияние накипеобразования
Накипь не образует
Накипь почти не образует
Образует накипь, которую не реже двух раз в год необходимо удалять
Без предварительного умягчения не применять
Без умягчения не применять
коррозию, а сульфат-ионов свыше 200 мг/дм3 –
ускоряет процесс коррозии [4].
Применение антинакипинов – противонакипных присадок. В жесткую воду заливаемую в ОС АТД добавляют различные противонакипные присадки: гексаметафосфат натрия
(Na PO3)6, тринатрийфосфат, суперфосфат
[Ca(H2PO4)4], хромпик – двухромовокислый калий (K2Cr2O7) и др. [6, 18].
При антинакипиновой обработке из воды не
удаляются коррозионно-активные ионы Cl и
SO4, что является главным недостатком этого
метода. Кроме того, применение антинакипинов
требует специальных мер предосторожности.
Хромпик, к примеру, по степени воздействия на
организм, относится к веществам 1-го класса
опасности.
Применение водоэмульсионных присадок.
Положительно сказывается на снижении коррозии применение водоэмульсионных присадок –
консервационных смазок НГ-203, НГ-212, НГ203А, экстрол и др., добавляемых в исходную
воду в количестве 1–1,5% [17, 18].
Однако присадки на масляной основе способны образовывать теплоизолирующую пленку, уменьшая теплоотвод от охлаждаемых поверхностей [19], толщина которой в течение
500–1000 часов работы дизеля может достигать
0,3–0,5 мм. В ней, под действием температуры
выше 170°С, в результате каталитического действия металлической поверхности, развиваются
деструктивные процессы с образованием продуктов уплотнения [3], способствующих возникновению перегревов дизелей. Кроме того,
масляные присадки расслаиваются под воздействием жесткой воды.
Учитывая специфику условий эксплуатации
автотракторной техники, а также доступность,
нетоксичность, дешевизну, экологичность водоэмульсионных охлаждающих жидкостей, их
применение в ОС АТД является предпочтительным. Однако при этом уточнения требуют предельные концентрации в исходной воде компонентов, вызывающих накипные образования и
коррозию, сворачиваемость и ресурс присадок.
Вместе с тем необходимо исследовать на конкретных моделях двигателей автотракторной
техники влияние водоэмульсионных присадок
на поверхности охлаждающей системы и в целом на эффективную работу ДВС.
Обработка химическими реагентами.
Данный метод получил самое широкое распространение в теплоэнергетическом хозяйстве, а
также рекомендован для практики водоподготовки ОС АТД.
Использование данного метода связано с
организацией специализированного участка с
соответствующим технологическим оборудованием, реагентным хозяйством, приборами контроля качества и др. Поэтому применение данного метода для автотракторных хозяйств оказывается затруднительным.
Катионовый обмен. При данном методе
водообработки накипеобразующие ионы кальция и магния, содержащиеся в обрабатываемой
воде заменяются на ионы натрия. Обработанная
вода не очищается от коррозионно-образующих
элементов Cl и SO4.
Магнитная обработка. Метод магнитной
обработки широко применяется в теплоэнергетике. Данный метод предотвращает накипеобразования, обусловленные кальциевой и карбонатной жесткостью [20].
При магнитной обработке воды накипеобразователи не удаляются, а выделяются в объеме
воды в виде взвешенных частичек, оседающих
на рабочих поверхностях, также не удаляются
коррозионно-образующие элементы.
Механизм действия, при магнитной обработке воды, к настоящему времени недостаточно раскрыт, что связано с освоением лишь отдельных сторон и возможностей этого метода.
Внутридвигательная водоподготовка и
коррекция качества охлаждающей жидкости. Создание региональных модификаций ДВС
связано с внесением существенных конструкторско-технологических изменений в их системы [21]. Тем не менее, в модификациях не всегда в полной мере могут быть учтены все особенности и разнообразие условий эксплуатации.
Как показала практика, некоторые неблагоприятные воздействия, снижающие эффективную
работу ДВС, могут быть успешно нейтрализованы в условиях эксплуатации путем некоторых
доработок или установкой на двигатель дополнительных модулей, нейтрализующих или снижающих вредное воздействие окружающей среды: повышенная запыленность воздуха, повышенный уровень солнечной радиации, повышенная минерализация водных источников и др.
Авторами [22, 23] предложены схемы внутридвигательной водоподготовки, представляющие собой дополнительные модули, установленные, к примеру, на V-образном восьми цилиндровом двигателе.
Основу модулей (рис. 1, 2) представляют
катионит-анионитовые фильтры 4, 5, очищающие природную воду от накипеобразующих ионов – кальция, магния и ионов, вызывающих
коррозию – хлоридов, сульфатов.
На рис. 1 очистительный контур с ионитовыми фильтрами включен последовательно с
контуром охлаждения двигателя. Очистка воды
от природных ионов производится во время
прогрева двигателя при циркуляции охлаждающей воды по малому кругу. Для предохранения
анионитов от разрушения при высокой температуре охлаждающей воды предусмотрена «защита» в виде доработанного термостата ТК-2, отключающего фильтры 4, 5 при достижении температуры 60°С.
35
Рис. 1. Последовательное включение модуля в контур охлаждения ДВС.
Рис. 2. Параллельное включение модуля в контур охлаждения ДВС: 1, 2 – головки блока; 3 – выходные
трубопроводы ОС; 4 – фильтр катионитный; 5 – фильтр анионитный; 6 – емкость для воды; 7 – электронасос; 8 – трехходовой кран; Н – насос водяной; ТК-1 – штатная термостатная коробка двигателя; ТК-2 –
дополнительный термостат; Р – штатный радиатор двигателя.
На рис. 2 очистительный контур модуля состоит из катионит-анионитового фильтра – 4, 5,
емкости для воды – 6, объемом не менее объема
системы охлаждения двигателя, электронасоса –
7, трехходового крана – 8. Очистка воды производится при циркуляции жидкости по замкнутому контуру модуля: 6 – емкость для воды, 7 –
электронасос, 8 – трехходовой кран, 4, 5 – ионитные фильтры. При этом контур охлаждения
двигателя и очистительный модуль разъединены
трехходовым краном. Для заправки системы охлаждения очищенной водой трехходовым краном 8, очистительный модуль соединяется с
системой охлаждения двигателя. Подача очищенной воды осуществляется электронасосом 7.
Положительной стороной данного модуля (рис. 2)
является возможность добавления присадок в
воду, циркулирующую в системе охлаждения.
Корректирование качества охлаждающих
жидкостей. Представляют интерес фильтры для
коррекции качества ОЖ, подключаемых в систему охлаждения автомобильных двигателей [24].
Магнитный фильтр, включаемый параллельно к циркуляционной системе ОС, очищает
жидкость от взвешенных частиц продуктов коррозии [25].
36
Фильтры охлаждающей жидкости используются в системах охлаждения больших двигателей, применяемых в грузовых автомобилях и
тяжёлых машинах, а также функционируют в
системе охлаждения двигателя в качестве обводных фильтров, через которые проходит только небольшая часть жидкости, охлаждающей
двигатель [26].
Фильтры этого типа снабжены элементом
для очистки охлаждающей жидкости от твердых
механических частиц – загрязнений, проникающих снаружи, и образующихся внутри системы
охлаждения двигателя. Кроме того, фильтры содержат комбинацию химических веществ, предохраняющих металлические поверхности системы охлаждения от коррозии и эрозии, вызванной кавитацией. Эти вещества, постепенно растворяясь в проходящей через фильтр охлаждающей жидкости, стабилизируют её водородный показатель рН и жёсткость корректируя, таким образом, качество охлаждающей воды.
Контроль качества охлаждающей жидкости. В практике эксплуатации ДВС судов, тепловозов и дизель-поездов, качество подготовленной охлаждающей воды, а также качество
воды в процессе эксплуатации, проверяется спе-
циализированными химическими лабораториями, входящими в состав соответствующих технических служб эксплуатации. На предприятиях
и хозяйствах автотракторной техники отсутствуют аналогичные службы. Прежде всего, это
связано с технико-экономическими соображениями.
К настоящему времени в энергетической
промышленности широкое распространение получили компактные электронные приборы экспресс-контроля качества охлаждающих жидкостей по показателям общей минерализации, жесткости, электропроводности, pH и др. Также
накоплен опыт применения компактных коррозиметров, осуществляющих контроль за процессами коррозии в водяных средах энергетических
установок. Внедрение названных приборов экспресс-контроля позволит существенно улучшить
качество обслуживания в решении задач поддержания эффективности работы ОС АТД.
Выводы. Для решения основных эксплуатационных мероприятий, направленных на поддержание эффективности работы ОС АТД для
условий степного Крыма и других регионов Украины, где водные источники обладают повышенной минерализацией, необходимо выделить
следующие этапы:
- выбор и обоснование метода очистки минерализованной воды для стационарных установок с учетом качественного состава воды;
- выбор и обоснование перечня показателей и
допустимых норм концентрации состава
очищенной – исходной воды;
- исследование воздействия различных присадок на детали ОС АТД;
- определение основных показателей, характеризующих качество приготовленной охлаждающей воды;
- выбор методов и приборов экспресс-контроля;
- исследование модуля водоподготовки с ионитными фильтрами;
- разработка рекомендаций по приготовлению
и поддержанию оптимального качества охлаждающей воды, с учетом ресурса выработки присадок.
Поддержание эффективной работы ОС АТД
во многом зависит от качества охлаждающей
воды, а в условиях эксплуатации из-за повышенной минерализации водных источников возникает необходимость в разработке и внедрении
дополнительных мероприятий. Вместе с тем, исследование проблем и их решение, связанных с
эксплуатацией ОС АТД, заправляемых водой,
позволит ей в определенных условиях эксплуатации составить выгодную альтернативу антифризам.
На наш взгляд, интерес представляет модуль
водоподготовки на основе ионитных фильтров,
принципиальная основа которых может найти
свое применение в компактных стационарных и
мобильных установках, а также при создании
двигателей южного исполнения.
ЛИТЕРАТУРА
1. Итинская Н. И., Кузнецов Н. А. Автотракторные
эксплуатационные материалы. – М.: Высшая школа, 1978. – 232 с.
2. Покровский Г. П. Топливо, смазочные материалы
и охлаждающие жидкости. – М.: Машиностроение, 1985. – 300 с.
3. Авлиякулов Н. Х., Абдулгазис У. А. Коррозионные разрушения в двигателях и эффективность
эксплуатации автотракторной техники в зоне с
высоким солесодержанием воды и почвогрунтов. –
Ташкент: УзНИИНТИ, 1991. – 7 с.
4. Стрижевский И. В. Защита подземных металлических сооружений от коррозии: Справочник. – М.:
Стройиздат, 1990. – 303 с.
5. Моисеев А. Ф. Предупреждение образования накипи в автомобильных двигателях. – М.: Транспорт, 1971. – 128 с.
6. Бурков В. В. Эксплуатация автомобильных радиаторов. – М.: Транспорт, 1975. – 80 с.
7. Абдулгазис У. А., Эреджепов М. К., Шамилев Т. М.
О необходимости адаптации охлаждающих систем автотракторных двигателей к природноагрессивной воде (на примере степного Крыма) //
Материалы третьего конгресса двигателестроителей Украины с иностранным участием «Прогресс –
Качество – Технология». – Харьков, 1998. – С. 5–9.
8. Chen H., Fan L.J., Yan J. Меры борьбы с отложениями солей в системах охлаждения // PLA Univ. Sci
and Texnol. Natur: Sci. Ed. – 2002. – № 3. – Р. 54–56.
9. Тузов Л. В., Безюков O. K., Жуков В. А., Ларин В. А.
Исследование влияния присадок к охлаждающей
жидкости дизелей на процессы теплоотдачи // Двигателестроение. – 1996. – № 1. – С. 46–51.
10. Громогласов А. А., Копылов С. А., Пильщиков А. П.
Водоподготовка: Процессы и аппараты. – М.:
Энергоатомиздат, 1990. – 272 с.
11. Фейзиев Г. К. Высокоэффективные методы умягчения, опреснения и обессоливания воды. – М.:
Энергоатомиздат, 1988. – 192 с.
12. Ионообменные методы очистки веществ: Учебное
пособие / Под ред. Г. А. Чижкина, О. Н. Мягкого. –
Воронеж: Изд-во ВГУ, 1984. – 372 с.
13. Технология безопасной эксплуатации и ремонта
подвижного состава промышленного железнодорожного транспорта. – М.: Транспорт, 2001 – 183 с.
14. Інструкція по приготуванню та застосуванню води для охолодження двигунів тепловозів і дизельпоїздів. ЦТ-0047. – К., 2002 – 48 с.
15. www.himvirial.ru ООО «Научно-производственная
фирма «Химвириал-Плюс».
16. Правила технической эксплуатации судовых дизелей, утвержденные приказом Госкомрыболовства России от 5 мая 1999 г., № 107.
37
17. Гуревич И. Б., Сыркин П. Э. Эксплуатационная
надежность автомобильных двигателей. – М.:
Транспорт, 1984. – 144 с.
18. Антропов Б., Алешин Ю., Работнов К. Защита радиаторов от накипи и коррозии // Автомобильный
транспорт. – 1977. – № 7. – С. 26–27
19. Овсянников М. К., Петухов В. А. Судовые дизельные установки. Справочник. – Л.: Судостроение, 1986. – 424 с.
20. Костикин Ю. М., Мещерский Н. А., Коровина О. В.
Водоподготовка и водный режим энергообъектов
низкого и среднего давления: Справочник. – М.:
Энергоатомиздат, 1990. – 256 с.
21. Конструктивные отличия и особенности технической эксплуатации ДВС в условиях стран Азии,
Африки и Латинской Америки. Основы климатической приспособленности ДВС. – Ч. 2 / Под ред.
А. Ф. Шеховцова. – К.: УМКВО, 1988. – 275 с.
22. Абдулгазис У. А., Эреджепов М. К., Шамилев Т. М.
Адаптация охлаждающих систем автотракторных
двигателей к природно-агрессивной воде степного
Крыма // Материалы четвертого конгресса двигателестроителей Украины с иностранным участием
«Прогресс – Качество – Технология». – Харьков,
1999. – С. 21–29.
23. Пат. 51345 Україна, МКИ F 01P3/12 Система охолодження двигуна внутрішнього згорання.
Абдулгазіс А. У., Абдулгазіс У. А. Опубл. бюл. №
11, 2002. – 4 с.
24. Путилин А. В., Драгомиров А. Г., Поверинов И. А.
Фундаментальные и прикладные проблемы совершенствования поршневых двигателей // Материалы 9 Международной научно-практической
конференции. Владимир 27–29 мая, 2003. – Посад,
2003. – C. 278–281.
25. Гаврилов А. К. Фильтрация жидкости в охлаждающей системе дизеля // Двигателестроение. –
1985. – № 7. – С. 54–56.
26. http://www.inter-filter.kiev.ua/index.php?pageid=1
УДК 681.51
Изидинов А. С.
СИСТЕМНЫЙ АНАЛИЗ КОРПОРАТИВНЫХ ИНФОРМАЦИОННОВЫЧИСЛИТЕЛЬНЫХ СЕТЕЙ И ОСОБЕННОСТИ ПРОЦЕССОВ
ИХ МОНИТОРИНГА
Використання локальних і глобальных мереж передачи даних дає працівникам промислових підприємств і організацій принципово нові можливості організації трудових процесів на основі використання усіх можливостей оперативного обміну інформацією. Це призвело до виникнення розвинутих
мережевих систем не тільки в специфічних і вузьконаправлених цілях, але і к їх широкому використанню в повсякденній промисловій діяльності.
Использование локальных и глобальных сетей передачи данных предоставило работникам промышленных предприятий и организаций принципиально новые возможности организации трудовых
процессов на основе использования всех возможностей оперативного обмена информацией. Это
привело к возникновению развитых сетевых систем не только в специфических и узконаправленных
целях, но и к их широкому использованию в повседневной производственной деятельности.
The use of local and global telecommunications networks gave to the workers of industrial enterprises
and organizations of principle new possibilities of organization of labor processes on the basis of the use of
all possibilities of operative exchange by information. It resulted in the origin of the developed network systems on so much in specific and targeting aims, but also to their wide use in everyday production activity.
Постановка проблемы. Новые информационные технологии стали основой производственных процессов практически во всех сферах
народного хозяйства. Однако это породило и
новые проблемы, так как по мере развития и усложнения средств, методов и форм автоматизации процессов обработки информации повышается зависимость результатов труда от особенностей организации процессов трафика, в частности, обеспечение его надежности и безопасности.
Цель статьи – провести системный анализ
корпоративных информационно-вычислительных
сетей и особенностей процессов их мониторинга.
Высшей формой организации таких инфор38
мационных систем являются корпоративные
информационные системы (КИС) [1]. Актуальность и важность проблемы обеспечения регламентных режимов функционирования КИС обусловлена следующими факторами:
- современные уровни и темпы развития средств
обеспечения информационной безотказности
значительно отстают от уровней и темпов развития информационных технологий;
- высокие темпы роста численности терминальных рабочих мест, применяемых в разнообразных сферах человеческой деятельности;
- резкое расширение круга пользователей, в том
числе не обладающих требуемой квалификаци-
ей, имеющих непосредственный доступ к вычислительным ресурсам и массивам данных;
- значительное увеличение объемов информации, накапливаемой, хранимой и обрабатываемой с помощью компьютеров и других средств
автоматизации; по оценкам специалистов в настоящее время 70% организаций хранят свой
интеллектуальный капитал в цифровом коде;
- многочисленные потенциальные уязвимости
в программных и сетевых платформах.
Типовой является ситуация, когда разработчики современных программных продуктов изза конкуренции отправляют их в продажу с
ошибками и недоработками, так как не успевают
выполнить качественную отладку создаваемых
программных систем. Ошибки и недоработки,
оставшиеся в этих системах, приводят к случайным и преднамеренным нарушениям информационной безотказности [2].
Реализация той или иной угрозы информационной безопасности может привести к:
- нарушению конфиденциальности информации, которая может нанести значительный
ущерб интересам членов корпорации;
- нарушению целостности информации, что
приводит к потерям, значительно большим,
чем при нарушении конфиденциальности;
- нарушению доступа, что приводит к непризнанию одной из взаимодействующих сторон
факта передачи или приема сообщений, содержащих важные донесения, заказы, финансовые согласования и т.п.
Для существующих КИС свойственно:
- использование корпорациями распределенных моделей обработки данных;
- неотделимость корпоративных приложений
от функциональных подразделений корпорации, поскольку часть прикладного кода располагается на станции-клиенте;
- необходимость одновременного контроля нескольких локальных вычислительных сетей,
и обменов центральной консоли сообщениями с платформами администрирования;
- множество используемых способов представления, хранения и передачи информации;
- интеграция данных различного назначения,
принадлежащих различным субъектам, в рамках единых баз данных; и наоборот, размещение необходимых некоторым субъектам данных в удаленных узлах сети (например, текстовые отчеты, хранимые на рабочих станциях);
- абстрагирование владельцев данных от физических структур и места размещения данных;
- участие в процессе автоматизированной обработки информации большого количества
пользователей и персонала различных катего-
рий; непосредственный и одновременный доступ к ресурсам (в том числе и информационным) большого количества пользователей
(субъектов доступа) различных категорий;
- высокая степень разнородности средств вычислительной техники и связи, а также программного обеспечения;
- отсутствие специальной программно-аппаратной поддержки средств мониторинга трафика в функциональных технических средствах, используемых в системе.
Основные классификационные признаки
корпоративных сетей, обобщенная структура сети и система управления ею.
В основе системы управления корпоративной сети должны лежать следующие принципы:
- совмещение администрирования отдельных
функциональных подсистем;
- централизованное распределение ресурсов и
системное администрирование, исходящее из
центра;
- реализация режимов автоматической обработки особо важных воздействий с целью повышения оперативности реакций системы
управления;
- использование при решении задач управления принципов адаптивности, позволяющих
принимать эффективное решение в условиях
недостаточности априорной информации.
Выводы. По нашему мнению, решение
функциональных задач управления как верхнего, так и нижнего уровней должно основываться
на достоверной оперативной информации об
особенностях трафика в основных узлах сети.
Такие данные должны включать в себя, в первую очередь, информацию об интенсивностях
входных потоков, интенсивностях обработки,
коэффициенте нагрузки в процессорных каналах, эффективности использования емкости буферных накопителей. Эта информация может
быть получена путем разработки и надлежащего
внедрения систем мониторинга событий в сети.
Детализация задач мониторинга выделенного
узла КИС приводит к необходимости сложных
композиционных отражений графовых структур.
ЛИТЕРАТУРА
1. Билик Р. В., Петухова Н. В., Ребортович Б. И.
Приближенный метод анализа замкнутых сетей
массового обслуживания // Автоматизированные
системы массового обслуживания / Институт
проблем управления. – М., 1985. – С. 5–18.
2. Жожикашвили В. А., Вишневский В. М. Метод анализа сетей связи ЭВМ с межконцевым механизмом
управления потоками // Вычислительные сети коммутации пакетов / Институт электроники и вычислительной техники. – Рига, 1981. – С. 54–59.
39
УДК 629.113
Подзноев Г. П., Андрейчук А., Аппазов Б.
ВЛИЯНИЕ ДОБАВОЧНОЙ ВОДЫ ПРИ ГИДРОЛИЗЕ ALH3 НА ИЗМЕНЕНИЕ
ПАРАМЕТРОВ ТЕРМОДИНАМИЧЕСКОГО ЦИКЛА Н-ДИЗЕЛЯ
Досліджено вплив додаткової води при гідролізі AlH3 на зміну параметрів термодинамічного циклу Н-Дизеля.
Исследовано влияние добавочной воды при гидролизе AlH3 на изменение параметров термодинамического цикла Н-Дизеля.
The influence of additional water by hydrolyze AlH3 on the change of parameters of thermodynamic cycle of H-Diesel is investigated.
Постановка проблемы. Поиск альтернативных вариантов энергообеспечения транспортных средств ведется в самых различных направлениях. Наиболее перспективен путь использования в качестве энергоносителя водорода, ресурсы которого практически неисчерпаемы и могут быть возобновлены в любом требуемом объеме. Кроме этого, по удельной теплоте сгорания водород превосходит бензин почти в 2,5 раза (120 МДж/кг против 45–46
МДж/кг), имеет более широкий диапазон пределов воспламенения (4,0–75,0% против 1,5–7,6%
по объему) и более высокую скорость сгорания
водородно-воздушных смесей [1], что существенно улучшает кинетику горения и повышает
термический КПД термодинамического цикла
ДВС при меньшей степени нагрева двигателя.
Особенно важным является практически полное
исключение вредных выбросов в атмосферу и
достаточная конструкционная совместимость
углеводородных и водородных систем обеспечения работы ДВС.
Анализ публикаций. В известных моделях
концепт-автомобилей водород предлагается содержать в специальных сверхпрочных баллонах
специальной конструкции общим объемом 150–
160 дм3 под давлением 35 МПа. Масса хранимого газа при этом составляет всего 4,5–4,9 кг или
около 570 МДж, что значительно ниже энергоемкости бензинового топлива адекватного объема (около 5500 МДж). Более оптимистичным
выглядит вариант замены ДВС на топливные
элементы, реализованный в моделях Honda-FCX
и DM Hy-Wire [2, 3], преобразующих потенциальную химическую энергию водорода непосредственно в электрическую. Так, запаса водорода может хватить на 400–450 км пробега, что
в 3,5–3,7 раза ниже для аналогичного объема
бензина. Кроме того, подобное использование
водорода в качестве топлива в автомобилях наталкивается на ряд весьма сложных проблем его
хранения и использования в автомобилях с необходимостью практически полного обновления
40
конструкции автомобиля и инфраструктуры его
производства с использованием весьма дорогостоящих металлов.
Также проблематична перспектива широко
пропагандируемых в последнее время этанола и
так называемого «биодизеля». По своей сути эти
продукты являются теми же самыми углеводородами со всеми присущими им проблемами.
Кроме того, в этом случае, следует учитывать
необходимость существенной реструктуризации
агросектора, итак с трудом справляющегося с
насущными запросами жизнеобеспечения продуктами питания.
Одним из наиболее перспективных путей
решения проблемы хранения водорода может
стать использование ряда гидридов металлов,
стабильных в пределах обычных температур их
возможной эксплуатации в автомобилях (от 0 до
+200°С). Наиболее интересен в этом отношении
гидрид алюминия (AlH3). Например, в условном
объеме 150 дм3 алюмогидрида содержится 22,2
кг водорода с энергопотенцией около 2665 МДж
[1], что позволило бы в варианте концепции с
топливными элементами увеличить пробег автомобиля с 400 км до почти 2000 км при равном
объеме топливной емкости.
Наибольший выход тепловой энергии получается при извлечении водорода из гидрида
алюминия гидролизом по схеме:
2AlH3 + 3H2O = Al2O3 + 6H2 + 15,47 МДж/кг AlH3.
Количество получаемого при этом водорода
удваивается, по сравнению с его содержанием в
исходном гидриде. То есть, из первоначального
объема в 150 дм3 гидрида алюминия гидролизом
можно получить уже 44,4 кг газообразного водорода с энергопотенцией 5370 МДж, что выше
таковой для 150 дм3 бензина (5062 МДж). Кроме
этого, при гидролизе выделяется значительное
количество тепловой энергии (16,0–18,0 МДж/кг
AlH3 или около 3700 МДж в варианте 150 дм3
AlH3). Таким образом, полный теоретический
энергопотенциал AlH3 может достигать 9000
МДж, что более чем в 1,8 раза выше адекватного
по объему бензина или в 15,8 раза выше, чем в
случае сжатого до 35 МПа водорода [4].
Концептуальная схема подобного термодинамического цикла ДВС (Н-Дизеля) представляет
собой систему [5], включающую в себя (рис. 1):
''
Р
3
q1
4
5
8 9
7
qr
q1' 2
10 1
6
V
Рис. 1. Схема термодинамического цикла ДВС (НДизеля).
1–2. Изохорный процесс гидролиза алюмогидрида в объеме Н-генератора.
2–3. Адиабатное сжатие паро-водородной смеси
в цилиндре двигателя.
3–4. Подача сжатого воздуха в камеру сгорания
и изобарное сгорание водородсодержащей фазы.
4–5. Адиабатное расширение и выполнение работы.
5–6. Изохорный процесс передачи в теплообменнике части теплоты конденсату (регенерация, qr).
6–7. Конденсация пара и его возврат в процесс;
7–8. Процесс нагнетания конденсата в теплообменник водяным насосом.
8–9. Нагрев конденсата в теплообменнике до
температуры кипения.
9–10. Процесс парообразования в теплообменнике.
10–1. Перегрев пара в теплообменнике перед Нгенератором.
Принципиальным отличием приведенной
схемы от классического термодинамического
цикла дизеля является то, что при адиабатном
сжатии сжимается не воздух, а паро-водородная
газовая фаза. В процессе же изобарного горения
топлива в цилиндр подается не топливо, а воздух. Кроме этого, отличием является дополнительное включение в него предварительного
изохорного процесса гидролиза AlH3 в Нгенераторе с образованием газообразного водорода и твердой фазы Al2O3. Тепловая энергия,
выделяющаяся при гидролизе в условиях изохорного процесса, распределяется между водородом и оксидом алюминия адекватно их массовым количествам в соответствии со значениями
их теплоемкостей (сv). При этом на долю газовой фазы (водорода) приходится около 60% выделяющейся теплоты с весьма высоким термическим потенциалом (около 3600 °К). Столь высокие значения по температуре и давлению уже
на начальной стадии термодинамического цикла
не приемлемы ни с технологической, ни с технической точки зрения.
Цель статьи – сбалансировать параметрические характеристики цикла Н-Дизеля с максимальным приближением их к реальному циклу
дизеля.
Наиболее простым и технологически осуществимым является способ введения дополнительных порций такого теплопоглотительного
компонента, как вода. При этом должны существенно снижаться температура парогазовой фазы, повышаться ее теплосодержание, что увеличивает эффективность последующих процессов
сжатия, сгорания и расширения. В этом случае,
на стадию адиабатного сжатия поступает нагретая паро-водородная смесь под повышенным
давлением, которая и является топливной смесью. После ее адиабатного сжатия в камеру сгорания подается сжатый воздух или кислород и
происходит сгорание водорода с последующим
адиабатным расширением, аналогично циклу
Дизеля. Рабочим телом при этом будет являться
водяной пар (60–80% по массе) с примесью азота воздуха (20–40%).
Термодинамические характеристики подобного цикла, как и в классических циклах ДВС,
будут определяться значениями начальной температурой адиабатного сжатия (t2), степенью
сжатия (ε), показателем адиабаты (k) и степенью
предварительного расширения в процессе изобарного сгорания водорода. Оценку же эксплуатационной и экономической составляющей цикла Н-Дизеля можно спрогнозировать по сопоставлению рассчитанных значений термического
КПД (η), совершаемой полезной работы (А) и
количеством выводимой из процесса теплоты
(q2) подобного цикла Н-Дизеля, исходя из квоты
добавочной воды и распределения удельных
энергетических затрат. Последние складываются
из теплоты гидролиза (q11), получаемой в Н41
генераторе, и теплоты сгорания (q111) водорода в
рабочем цилиндре двигателя (варианты 1–11) в
суммарной пропорции, адекватной классическому циклу Дизеля (вариант 12).
За основу сравнительного термодинамического расчета (табл. 1), принято массовое количество AlH3 (0,1268 г.) близкое по тепловыделению количеству теплоты при сгорании дизельного топлива за один полный термодинамический цикл – 0,114 г, равное по тепловому эквиваленту около 5000 Дж. Из них 1957,8 Дж выделяется при гидролизе, а 3042,2 – при сгорании
генерированного водорода в камере сгорания
цилиндра.
Как видно из указанной пропорции, до 40%
теплоты в цикл Н-Дизеля вводится за счет изохорного процесса гидролиза гидрида алюминия
и 60%, при сгорании образовавшегося при гидролизе водорода. Расчеты основных термодинамических характеристик Н-Дизеля в зависимости от количества добавочной воды, проведенные по методике, аналогичной таковой для традиционных циклов Отто и Дизеля, показали
следующие закономерности (табл. 1).
Таблица 1.
Сводная таблица термодинамических характеристик цикла Н-Дизеля (варианты с парциальным добавлением воды на гидролиз).
Вариант
H2Oдоб.
qгидр.
qH
qН2О
qAl
q11
q12
q1
ε
ρ
t2
t3
t4
t5
p2
p3
p4
p5
Вариант
H2Oдоб.
qгидр.
qH
qН2О
qAl
q11
q12
q1
ε
ρ
t2
t3
t4
t5
p2
p3
p4
p5
1
0,0
1957,8
1104,5
0,0
853,3
0,0
3042,2
4146,5
5,0
1,268
3591,1
5723,6
7258,0
5536,9
12,05
96,02
96,02
20,33
6
2,0
1957,8
155,2
1705,7
96,9
1860,9
3042,2
4903,1
10,0
1,3187
844,1
1568,8
2068,8
1144,5
2,83
52,6
52,6
4,84
2
1,0
1957,8
270,8
1514,3
172,7
1785,1
3042,2
4827,3
5,0
1,4184
1207,2
1858,6
2636,3
1878,4
4,051
31,2
31,2
6,31
7
3,0
1957,8
111,2
1780,5
66,1
1891,7
3042,2
4933,9
10,0
1,287
689,5
1313,4
1690,8
910,6
2,3
43,8
43,8
3,0
8
4,0
1957,8
86,2
1821,8
49,8
1908,0
3042,2
4950,2
10,0
1,2576
604,7
1170,0
1471,4
778,6
2,03
39,18
39,18
2,6
В таблице даны:
H2Oдоб – добавочная вода, подаваемая на гидролиз (г);
qгидр. – количество теплоты, генерируемой при
гидролизе (Дж);
42
3
2,0
1957,8
155,2
1705,7
96,9
1860,9
3042,2
4903,1
5,0
1,3879
844,1
1327,6
1842,2
1276,1
2,83
22,26
22,26
4,35
9
3,0
1957,8
111,2
1780,5
66,1
1891,7
3042,2
4933,9
15,0
1,258
755,1
1562,8
1987,2
946,9
2,53
82,24
82,24
3,32
4
3,0
1957,8
111,2
1780,5
66,1
1891,7
3042,2
4933,9
5,0
1,3524
689,5
1098,5
1485,6
1007,7
2,3
18,3
18,3
3,36
10
4,0
1957,8
86,2
1821,8
49,8
1908,0
3042,2
4950,2
15,0
1,232
641,5
1357,1
1689,0
786,0
2,15
68,2
68,2
2,63
5
4,0
1957,8
86,2
1821,8
49,8
1908,0
3042,2
4950,2
5,0
1,319
604,7
971,7
1281,8
855,9
2,03
16,31
16,31
2,87
11
5,0
1957,8
70,7
1847,9
39,2
1918,6
3042,2
4960,8
15
1,213
549,3
1180,0
1431,1
650,8
1,84
59,29
59,29
2,18
12
–
–
–
–
–
–
–
5000
17
2,629
298
850,0
2234,8
1086,4
1,0
48,5
48,5
3,65
qH – количество теплоты гидролиза, приходящее
на водород (Дж);
qН2О – количество теплоты гидролиза, приходящее на добавочную воду (Дж);
qAl – количество теплоты гидролиза, приходящее на Al2O3 (Дж);
q11 – теплота гидролиза, подаваемая в цилиндр
перед адиабатным сжатием;
q12 – количество теплоты, введенное за счет сгорании Н2 в камере сгорания;
q1 – суммарное количество теплоты, введенное в
термодинамический процесс;
ε – степень сжатия паро-водородной фазы;
ρ – степень предварительного расширения;
t2 – температура паро-водородной фазы перед
адиабатным сжатием (°К);
t3 – температура паро-водородной фазы после
адиабатного сжатия (°К);
t4 – температура парогазовой фазы после изобарного сгорания (°К);
t5 – температура парогазовой фазы после адиабатного расширения (°К);
p2 – давление паро-водородной фазы перед
адиабатным сжатием (МПа);
p3 – давление паро-водородной фазы после
адиабатного сжатия (МПа);
p4 – давление паро-газовой фазы после изобарного сгорания (МПа);
p5 – давление паро-газовой фазы после адиабатного расширения (МПа).
Основные зависимости между параметрами
и термодинамическими характеристиками НДизеля могут быть отражены на соответствующих графиках (рис. 2).
Т
3600
3300 •3000 2700 2400 2100 Т
36 00 -•
33 00 3 000 2 700 -
24 00 2 100 1 800 1 500 1 200 90 0 6 00 -
•
•
•
•
•
•
•
•
•
•
•
•
•
•
•
•
•
•
•
•
•
•
•
1
2 3
4 5 6
7 8
Р
1 10 1 00 •
90 80 70 -
•
9 1 0 11 1 2
50 40 30 20 ••
10 -
Р
110 --
•
•
60 -
•
•
30 0 -
•
•
•
•
•
•
1 2
•
•
• •
•• •
3 4 5
•
6 7
8 9 10 1 1 12
Рис. 2. Зависи мость температуры и давления от количества добавочной воды
и степени сжатия в цикле Н-Дизеля.
1800 1500 1200 900
600 300 1
100 -•
90 -
•
•
•
•
•
•
•
•
•
•
•
•
•
•
•
•
•
•
•
•
•
•
•
‫׀‬
‫׀‬
‫׀‬
‫׀‬
‫׀‬
‫׀‬
2
3
4
5
6
7
‫׀‬
8
‫׀‬
‫׀‬
•
•
40 -
•
‫׀‬
-
‫׀‬
9 10 11 12
•
80
70
60 50 -
•
•
•
•
30
•20
•-
•
•
10
•
‫׀‬
1
2
•
••
‫׀‬
• •
••‫׀•• • ׀‬
‫׀‬
‫׀‬
3
4
6
7
5
•
‫׀‬
8
‫׀‬
‫׀‬
‫׀‬
‫׀‬
9 10 11 12
Рис. 2. Зависимость температуры и давления от количества добавочной воды и степени сжатия в цикле
Н-Дизеля.
На графиках по вертикальной оси показана
шкала температуры (tºK) и давления (1·105 Па), а
по горизонтальной – варианты расчета параметров цикла по количеству добавляемой воды (см.
табл. 1). Варианты с 1 по 5 рассчитывались для
степени сжатия ε = 5, с 6 по 8 – для степени сжатия 10 и варианты 9–11 при степени сжатия 15.
В варианте 12 показаны расчетные данные для
традиционного цикла Дизеля при степени сжатия 17.
Сплошной жирной линией отражен график
изменения температуры и давления в зависимости от количества добавочной воды на гидролиз
в точке 2 (конец процесса гидролиза), пунктирной линией – в точке 3 (конец адиабатного сжатия), а тонкой линией – в точке 4 цикла НДизеля (начало процесса адиабатного расширения).
Анализ результатов расчетов и их графического отражения позволяет сделать некоторые
выводы.
1. Без добавочной воды, значения температуры и давления в результате гидролиза AlH3,
достигают очень высоких величин и выходят за
разумные рамки эксплуатационных возможностей конструкции дизеля.
2. Парциальная добавка воды на стадию
гидролиза AlH3 устойчиво снижает экстремальные значения температуры и давления и при ее
введении в процесс в количестве 3–5 г на условно принятую дозу вводимой теплоты (q1 около
5000 Дж на цикл), приближает цикл Н-Дизеля к
традиционному циклу углеводородного дизельного двигателя.
3. По термическим характеристикам НДизель, при вводе добавочной воды в количестве 3–4 г на 5000 Дж, может работать даже в более мягких температурных условиях эксплуатации в сравнении с традиционным дизелем, без
снижения рабочего давления в камере сгорания.
4. При увеличении парциальной массовой
доли добавочной воды на гидролиз существенно
43
возрастает количество гидролизной теплоты,
вводимой в цикл с парогазовой фазой (q11) за
счет ее перераспределения между продуктами
гидролиза. При этом в наиболее оптимальном
диапазоне ввода добавочной воды на долю паровой фазы приходится до 90% выделяющейся
теплоты. По своей сути Н-Дизель представляет
собой уже паровой двигатель (паровую машину), но с более высокой термодинамической эффективностью.
5. Техническая реализация подобного варианта цикла Дизеля позволит практически сохранить без существенных изменений традиционную конструкцию дизеля и использовать, тем
самым, всю существующую к настоящему времени инфраструктуру производства и сервисного обслуживания дизельных двигателей.
44
ЛИТЕРАТУРА
1. Водород. Свойства, получение, хранение, транспортирование, применение: Справочник / Д. Ю.
Гамбург, В. П. Семенов, Н. Ф. Дубовкин, Л. Н.
Смирнова. – М.: Химия, 1989. – 672 с.
2. Фомин А. Водородный фундамент // За рулем. –
2004. – № 1. – С. 64–67.
3. Орлов Д. Теплота спасет мир // Вокруг Света. –
2003. – № 2. – С. 67–73.
4. Подзноев Г. П. Абдулгазис У. А. Металлогидридные системы энергообеспечения транспорта //
Авиационно-космическая техника и технология. –
Харьков: ХАИ, 2004. – С. 32–36.
5. Подзноев Г. П., Абдулгазис У. А. Возможности
повышения эффективности термодинамического
цикла Дизеля путем использования альтернативного энергоносителя // Двигатели внутреннего
сгорания: Научно-технический журнал. – Харьков: НТУ «ХПИ». – 2007. – № 1. – С. 87–91.
Раздел 2. НОВЫЕ ТЕХНОЛОГИИ В МАШИНОСТРОЕНИИ
УДК 621.9.031
Якубов Ч. Ф., Сарычев Э. Н.
ОЦЕНКА ЭФФЕКТИВНОСТИ УПРОЧНЯЮЩЕГО ДЕЙСТВИЯ СОТС НА
ОСНОВЕ АНАЛОГИИ С РАБОТОЙ ИЗНОСОСТОЙКИХ ПОКРЫТИЙ ДЛЯ
ИНСТРУМЕНТОВ ИЗ БЫСТРОРЕЖУЩЕЙ СТАЛИ
Досліджена можливість зміцнення контактних шарів швидкорізального інструмента в умовах
мiнiмiзованоï витрати СОТЗ на основі рослинних олій.
Исследована возможность упрочнения контактных слоев быстрорежущего инструмента в условиях минимизированного расхода СОТС на основе растительных масел.
The article shows the possibility of contact layers strengthening of metal-cutting tools during the process of cutting in MQL conditions where lubricant becomes vegetable oil.
Постановка проблемы. Проблема повышения работоспособности металлообрабатывающего инструмента продолжает оставаться одной
из основных задач современной науки о резании, пути решения которой лежат как в спектре
традиционных, так и новейших технологий поверхностного упрочнения. Однако существующие методы, как правило, требуют дополнительных средств на приобретение соответствующего оборудования, наличия квалифицированного обслуживающего персонала и других
сопутствующих энергетических и финансовых
затрат. Надежным способом повышения износостойкости инструмента являются смазочноохлаждающие технологические средства (СОТС),
роль которых в процессах механической обработки достаточно широко освещена в литературе. Тем не менее, существующая практика производства и использования СОТС за счет увеличения вспомогательных расходов (транспортировка, хранение, утилизация и т.д.) в условиях
современных производств значительно снижает
рентабельность от их применения. Кроме того,
СОТС являются одним из основных загрязнителей окружающей среды и негативно влияют на
здоровье рабочих.
В результате, на сегодняшний день четко
обозначились тенденции применения экологически чистых СОТС, более высокая стоимость
которых компенсируется применением технологии минимального смазывания – ТМС [1, 2]. Базовыми в составе таких СОТС в большинстве
случаев являются масла растительного происхождения, механизм действия которых на стойкость инструмента все еще остается не полностью раскрытым.
Цель статьи – показать эффективность
применения экологически безвредных СОТС на
основе растительных масел с учетом их позитивных трибологических свойств.
Изложение основного материала. Известно, что подача в зону резания смазывающей
среды ведет к уменьшению общей площади контакта на передней поверхности режущего инструмента и, как следствие, к росту удельных
нормальных нагрузок [3]. Анализ полученных
экспериментальных данных [4, 5] показал, что в
условиях использования СОТС на основе растительных масел (с характерными для них более
высокими проникающими, смазывающими, экранирующими и пассивирующими свойствами)
данный эффект усиливается.
Таким образом, при определенных условиях
эксплуатации быстрорежущего инструмента
(давлениях более 500 МПа и температурах
200…350°С) правомочно ожидать упрочнения
его контактных слоев. Приспособление рабочих
поверхностей инструмента к внешним условиям
нагружения наиболее полно проявляется в начальном периоде резания – периоде его приработки. Этот процесс характерен для определенных условий и, по аналогии с приработкой трущихся пар, показывает существенное повышение стойкости на дальнейших (стационарных)
режимах эксплуатации.
Период адаптации инструмента к внешним
нагрузкам, как стадия перестройки структуры
инструментального материала, есть неизбежное
условие процесса контактного взаимодействия
при резании. Основным механизмом в этом
процессе является термодеформационное упрочнение, сопровождаемое ростом плотности
дислокаций в объемах, примыкающих к рабочим поверхностям инструмента. Это положение
предопределило принципиально новые пути повышения стойкости быстрорежущего инструмента.
Формирование износостойких контактных
структур предусматривает направленный поиск
условий управления процессом изнашивания и
45
стойкостью инструмента. Оно же позволяет поновому оценить основной результат влияния
СОТС – снижение площади контакта стружки с
передней поверхностью инструмента. Результаты
исследований, связанные с уточнением последнего вопроса, показали, что СОТС обуславливают значительный (от 30 до 80%) рост удельных контактных нагрузок, обеспечивая повышение износостойкости вторичных структур по закономерностям их деформационного упрочнения до 4-х раз, обнаруживая при этом корреляцию с изменением плотности дислокаций, электросопротивления и субмикротвердостью контактных слоев. Измерения субмикротвердости
позволили отметить еще одно, трудно фиксируемое другими прямыми методами, обстоятельство – упрочнение реализуется локальными,
хаотично расположенными на поверхности контакта фрагментами. Упрочненные фрагменты
представляют собой оставшиеся в матрице деформированные микрообъемы вырванных частиц и деформированные (подготавливаемые к
износу) слои трущейся поверхности. Естественно, степень трансформации этих зон различна
как по величине, так и по размерам. В интегрированном же виде они и представляют вторичные контактные структуры с усредненными параметрами упрочнения и геометрическими размерами этого трансформированного слоя.
Схематическое изображение влияния нормальных и касательных напряжений на упрочнение контактных слоев инструмента представлено на рис. 1 (I – исходная микротвердость инструмента, II – микротвердость в упругой зоне
контакта, III – микротвердость в пластической
зоне контакта при резании на воздухе, IV – микротвердость в пластической зоне контакта при
резании с СОТС). Данная схема правомочна в
диапазоне температур 200…400°С, при которых
стимулируются процессы упрочнения быстрорежущей стали.
Использование СОТС направлено на стремление сохранить исходные свойства инструментального материала за счет снижения температуры и работы сил трения. Представленные выше результаты наших исследований обнаруживают принципиально новый механизм действия
СОТС – возможность упрочнения контактных
слоев инструмента при их применении и выход
на управление износом через этот механизм.
Эффективность покрытий в плане влияния
на стойкость инструмента общеизвестна. Однако до сих пор не ясно, почему и после разрушения этого слоя при образовании лунки на передней поверхности сохраняется благоприятное
влияние покрытия.
46
N
H
hСОТС  hВозд
Рис. 1. Схематическое представление влияния
нормальных и касательных напряжений при
применении СОТС на упрочнение контактных
слоев инструмента в диапазоне оптимальных
температур (200°С…400°С).
Такая постановка вопроса вытекает из следующих соображений:
1) роль покрытий и СОТС в начальной стадии
контактных процессов во многом совпадает,
а именно: и те, и другие, снижая работу трения, уменьшают длину (площадь) контакта,
обуславливая рост нормальных нагружающих напряжений;
2) контактные слои инструмента могут находиться в диапазоне оптимальных температур
упрочнения: в присутствии СОТС при резании в приработочном режиме, при наличии
покрытия за счет градиента температуры по
ее глубине;
3) вторичный (износостойкий) слой формируется на участке пластического контакта в начальном (приработочном) периоде работы
инструмента за время, когда защитные функции покрытия практически исчерпываются, а
СОТС в эту зону не проникает.
Как известно, износостойкие покрытия после 5–10 минут резания частично или полностью
разрушаются. Эффект же повышения стойкости
выражается в значительно большем времени. В
объяснении этого факта точки зрения исследователей расходятся. В одних работах (например,
[6]) сохранение эффекта повышения стойкости и
после разрушения покрытия объясняется положительным вкладом формируемой на границе
покрытия с основой слоя двойного карбида
вольфрама и кобальта Co3W3C (η-фаза). В других утверждается, что η-фаза не играет существенной роли в снижении износа после удаления
покрытия, либо даже снижает износостойкость
пластины [7].
Установление детального механизма этого
технически важного явления продолжает оставаться актуальной научной проблемой. В общем
же случае снижение интенсивности износа и после разрушения покрытия, так или иначе, должно быть связанно с трансформацией свойств материала инструмента. Роль покрытия в этом плане представляется следующим образом: при наличии покрытия материал инструмента претер-
певает деформационную нагрузку при повышенных давлениях и пониженных температурах,
вызванных снижением площади контакта, работы трения и наличием градиента температуры
по толщине покрытия. Это можно уподобить
снижению скорости резания в пределах, соответствующих диапазону приработочных режимов, при которых в присутствии СОТС формируются упрочненные износостойкие структуры.
Правомочность такой аналогии подтверждается результатами стойкостных испытаний спиральных сверл различных фирм-производителей
(принятых в соотношении «цена – качество»),
упрочненных методом нанесения износостойких
покрытий, в одном случае, и предварительной
приработкой в среде СОТС на основе растительных масел, в другом (рис. 2).
80
Количество обработанных отверстий [шт.]
Без покрытия и приработки
70
Покрытие TiN (без приработки)
С приработкой в "VP 231"(TMC) и без покрытия
60
50
40
30
20
10
0
FETTE
1
Guhring
2
GARANT
3
Рис. 2. Стойкость спиральных сверл из Р6М5 при нанесении износостойких покрытий (TiN) и упрочнения приработкой в среде VP 231 (химически модифицированное рапсовое масло).
Анализ показывает, что упрочнение методом
предварительной приработки в среде VP 231
эффективно во всех случаях, и по стойкости
(количеству обработанных отверстий) незначительно уступает сверлам с износостойкими покрытиями.
Естественно, полного соответствия свойств
вторичных структур, сформированных при резании в режиме приработки в присутствии
СОТС и за «время жизни» износостойких покрытий, не должно быть. В первом случае формирование вторичных структур протекает в основном за счет деформационного упрочнения
(СОТС в пластический контакт не проникает),
во втором – сочетанием деформационных и
диффузионных процессов, развиваемых элементами покрытия. При развитии вторичных струк-
тур покрытие является активным источником
легирующих элементов и стимулятором внутреннего субструктурного массопереноса, интенсивность которого определяется диффузионными процессами. Действительно, активность
диффузии сильно зависит от деформационных
процессов, и коэффициент диффузии прямо пропорционален плотности дислокаций. Внедрение
диффундирующего элемента из покрытия в инструментальную матрицу вносит дополнительное искажение в кристаллическое строение, которое, суммируясь с возрастающей плотностью
дислокаций, изменяет параметры упрочненного
слоя относительно формируемого в бездиффузионных условиях. Тем не менее, принципиальная общность механизмов формирования износостойких вторичных структур в поверхностных
47
слоях инструмента при наличии покрытия и методом приработки в среде СОТС позволяют рассматривать покрытие как высокоэффективное
(возможно идеальное) смазывающее средство.
Выводы.
1. Факторы, способствующие росту нормальных нагружающих напряжений, обуславливают в оптимальных условиях (температурах
200…400°С) повышение степени упрочнения и
износостойкости контактных слоев инструмента; смазывающее действие СОТС может выступать таким фактором.
2. Оценка смазочного действия СОТС как
фактора, обуславливающего упрочнение контактных слоев инструмента в режиме приработки, открывает принципиально новые пути их
эффективного использования: с одной стороны,
с учетом применения техники минимальной
смазки, расширяется область внедрения в промышленность масел растительной природы, с
другой, – создается основа для синтеза приработочных масел для резания.
3. Имеется принципиальная общность в
механизме формирования упрочненных структур в поверхностных слоях (матрице) инструмента при наличии покрытия и приработки инструмента в среде СОТС: и те и другие, снижая
работу трения, уменьшают площадь контакта,
обуславливая рост нормальных нагружающих
напряжений, ответственных за трансформацию
деформируемых контактных слоев.
ЛИТЕРАТУРА
1. Weinert K. Einsatz in der spanenden Fertigungstechnik // Weinert K. Trockenbearbeitung und Minimalmengenschmierung. – Berlin, Heidelberg, New York,
Barcelona, Hongkong, London, Mailand, Paris, Singapur, Tokio: Springer – Verlag, 1998.
2. Верещака А. С., Лиерат Ф., Дюбнер Л. Анализ основных аспектов проблемы экологически безопасного резания // Резание и инструмент в технологических системах. Вып. 57. – Харьков: ХГПУ,
2000. – С. 29–34.
3. Смазочно-охлаждающие технологические средства для обработки металлов резанием: Справочник /
Под ред. С. Г. Энтелиса, Э. М. Берлинера. – М.:
Машиностроение, 1986. – 352 с.
4. Якубов Ч. Ф. О возможном механизме влияния
СОТС на контактные процессы и износ инструмента // Резание и инструмент в технологических
системах. Вып. 57. – Харьков: ХГПУ, 2000. – С.
266–268.
5. Якубов Ч. Ф., Дюбнер Л. Г. Роль СОТС в трансформации исходных свойств быстрорежущего инструмента // Вісник НТУ «ХПІ». Збірник наукових праць. Тематичний випуск: Технології в машинобудуванні. – Харків, 2005. – № 23. – С. 220–
227.
6. Верещака А. С. Работоспособность режущего инструмента с износостойкими покрытиями. – М.:
Машиностроение, 1993. – 336 с.
7. Chubb I. P., Billenhen I. Cooted cutting tools: a study
of wear mechanisms in high speed mashing // Wear. –
1980. – № 2. – Р. 283–293.
УДК 621.074.043
Падерин В. Н., Нуриев Е. А.
ПОВЫШЕНИЕ ВЕНТИЛИРУЕМОСТИ ПРЕСС-ФОРМ ЛИТЬЯ ПОД
ДАВЛЕНИЕМ С ЦЕЛЬЮ СНИЖЕНИЯ ПОРИСТОСТИ ОТЛИВОК
У статті розглянуті способи підвищення вентіліруємості прес-форм литва під тиском з метою
підвищення герметичності відливань.
В статье рассмотрены способы повышения вентилируемости пресс-форм литья под давлением
с целью повышения герметичности отливок.
The article runs the methods of increasing of ventilation of press-forms for casting under pressure in
order to increase the impermeability of foundings.
Постановка проблемы. Литье под давлением (ЛПД) алюминиевых сплавов является
прогрессивным, малоотходным, широко распространенным способом получения точных отливок с качественной поверхностью. Однако отливки, получаемые с помощью этого процесса,
имеют повышенную мелкую и крупную пористость (П%) (см. рис. 1), снижающую плотность,
прочность и герметичность (Г%) литых деталей
и образующуюся из-за воздуха и газов, выделяющихся от сгорания смазочного материала
48
(СМ), находящихся в полости пресс-формы и
свободном объеме камеры прессования (СОКП)
незанятого расплавом [1–5], а также из-за неэффективной вентиляционной системы (вентсистемы) с толщиной не более 0,15 мм, чтобы под
большим давлением в нее не проникал расплав,
неуспевающий удалить эти газы, которые попадают в отливку. Очевидно, чем больше воздуха
и газов СМ будет удалено из пресс-формы и
СОКП, тем более плотные и Г% отливки будут
получены. Поэтому данная проблема является
важной производственной задачей повышения
качества литых деталей.
глубокие вентканалы 5 с площадью f1 и f2 соединены между собой круговым объединяющим
коллектором с площадью l3 (на рис. 2 коллектор
заштрихован), который позволяет максимально
длительное время удалять из полости прессформы 1 воздух и газы СМ.
Рис. 1. Типовая макроструктура отливки, увеличенная в 100 раз.
Анализ публикаций [6–8] показывает, что
в литературе имеются ограниченные данные об
эффективных вентиляционно-литниковых системах с площадями, достаточными для удаления
воздуха и газов СМ за время прессования.
В связи с этим целью данной работы является разработка новых надежных вентиляционно-литниковых систем с площадями, достаточными для удаления воздуха и газов, выделяющихся от сгорания СМ в полости пресс-формы и
СОКП.
Учитывая, что СОКП, незанятый расплавом,
на основании практических данных составляет
от 80 до 120% от объема отливки (Vотл), является
целесообразным отделение этого объема от полости пресс-формы и удаления воздуха из него
по собственной вентсистеме.
В связи с этим была разработана изогнутая
U-образная литниковая система (литсистема)
(см. поз. 2 на рис. 2), позволяющая отделить
воздух и газы СМ, находящиеся в полости
пресс-формы, от СОКП, не занятого расплавом,
с помощью самого расплава. В результате этого
воздух и газы СМ удаляются по двум самостоятельным вентсистемам, показанным на рис. 2
(поз. 4 и 5).
Из рисунка видно, что литсистема 2, соединяющая камеру прессования 3 с полостью прессформы 1, имеет изогнутую U-образную конструкцию, в которой выступ Д находится ниже
уровня расплава В, что позволяет отделить самим расплавом СОКП 3 от полости прессформы 7. Таким образом, появляется возможность удаления воздуха и газов СМ из прессформы по специальной самостоятельной вентсистеме 5 с длинными каналами и максимально
возможными площадями поперечного сечения
f1, f2 и f3 с глубиной h и h1. При этом длинные
Рис. 2. Вентсистемы пресс-формы и камеры прессования (вид на плоскость разъема полуформ).
Глубина вентканалов h1 принимается из
практического опыта равной 0,15…0,18 мм, а
глубина h в диапазоне от 0,4…0,8 мм (см. разрез
А-А) определяется экспериментально, исходя из
длины и ширины вентканалов и жидкотекучести
расплава с учетом его перемерзания в нем до
выхода из пресс-формы в атмосферу, следующим образом. Сначала изготавливают вентканалы с низкой глубиной h = 0,3…0,5 мм, и, если
расплав после испытания не проник в вентканалы на длину более 2/3 от общей их длины, глубину h увеличивают. При этом ширину вентканалов рекомендуется выбирать максимальной в
зависимости от размеров матрицы. Воздух и газы СМ из свободного объема камеры прессования 3 удаляются по самостоятельной литсистеме
4, с максимально возможной площадью поперечного сечения f4, глубиной h2 и шириной L
(см. разрез Б-Б), размеры которых выбираются
аналогично, исходя из жидкотекучести расплава
и его перемерзания в вентканале.
Очевидно, чем длиннее вентканалы, тем более глубокими и широкими их можно делать,
что позволяет еще больше увеличить их площади поперечного сечения. Таким образом, разработанная конструкция вентиляционно-литниковой системы позволяет отделять воздух и газы
СМ, находящиеся в полости пресс-формы, от
СОКП и получать площади поперечного сечения двух вентсистем (см. поз. 4 и 5 на рис. 2)
значительно большие, чем обычно применяемые
в пресс-формах ЛПД, что увеличивает объем
удаляемых газов и снижает П% отливок.
Для проверки работы такой конструкции
вентиляционно-литниковой системы была изго-
49
товлена и внедрена в производство пресс-форма
для литья корпусов пневмоклапанов редукционных типа ПКР25, показанная на рис. 3.
На фотографии видно, что вентсистемы с
площадью f1 и f2 (см. также рис. 2) залиты расплавом всего не более 30%, а вентсистема с
площадью f4 – на 90%. Испытания показали, что
глубину h вентсистем с площадью f1 и f2 можно
увеличить с 0,5 и 0,6 до 0,7…0,8 мм, при этом
дополнительно повысив эффективность вентсистемы, а глубину h2 увеличивать нельзя.
Для достижения еще большей эффективности удаления воздуха из СОКП она дополнительно снабжена третьей вентсистемой с площадью поперечного сечения f5, изготовленной на
прессующем поршне машины и показанной на
рис. 5.
Рис. 3. Пресс-форма для литья корпусов ПКР25.
Вентсистема 5 полости пресс-формы имеет
следующие размеры (см. рис. 2): глубину правого вентканала h = 0,5 мм, его ширину 30 мм с
площадью f1 = 15 мм2; глубину левого вентканала h = 0,6 мм, а его ширину – из-за узкого места
в матрице (см. рис. 3) – 10 мм с площадью f2 = 6
мм2; глубину коллектора h1 = 0,15 мм, с шириной от 8 мм слева до 30 мм справа (исходя из
конструкции матрицы) и длиной по периметру
280 мм с площадью f3 = 42 мм2, что в два раза
больше, чем сумма площадей f1 и f2. Однако, учитывая, что в процессе заполнения полости прессформы коллектор постепенно закупоривается расплавом и площадь f3 уменьшается, эффект вентилируемости сохраняется.
Вентсистема 4 из СОКП имеет размеры: глубину h2 = 0,4 мм, ширину L = 25 мм и площадь f4 =
10 мм2.
Для определения, на какую длину заполняются вентканалы до перемерзания в них расплава во время заполнения пресс-формы, изготавливали отливки корпусов ПКР25, показанные на
рис. 4.
Рис. 4. Корпус ПКР25 с залитыми вентсистемами.
50
Рис. 5 Дополнительная (третья) вентсистема на
прессующем поршне.
Это возможно в связи с незначительным
давлением в СОКП на первой стадии прессования при перемещении прессующего поршня после перекрытия заливочного окна на длину до
25% от общей длины камеры прессования. Кроме того, для предотвращения попадания расплава в вентканал площадью f5, скорость на первой
стадии прессования должна быть минимальной,
какую возможно обеспечить литейной машиной.
Вентсистема на прессующем поршне изготовлена с шириной 5 мм, высотой 2 мм, длиной
80 мм и площадью f5 = 10 мм2. Такое конструктивное решение позволяет дополнительно увеличить площадь для удаления воздуха из СОКП
в 2 раза. Тогда общая площадь трех вентсистем
(f1 + f2) + f4 + f5 = 41 мм2. Учитывая, что типовая
вентсистема имеет площадь всего 3…5 мм2, то
разработанная специальная вентсистема позволяет увеличить общую площадь вентканалов для
удаления воздуха и газов СМ в 8–13 раз.
Из работ [6, 9] и практики ЛПД известно,
что стандартный прессующий поршень (см. рис.
5) после первой стадии перемещается со скоростями прессования υпр до 5 м/с для достижения
турбулентных или дисперсных режимов заполнения полости пресс-формы, что приводит к
удару его торцом по расплаву и образованию
волны, которая захватывает оставшийся воздух
в расплав в СОКП, повышая П% и снижая Г%
отливок, схема которой показана на рис. 6.
Рис. 6. Стандартная схема захвата газов от волны.
Для устранения этого явления был изготовлен прессующий поршень 1, в котором вместо
плоского торца с небольшой фаской были изготовлены две параболообразные поверхности 2,
расположенные перпендикулярно поверхности
зеркала расплава, и позволяющие не образовывать волну, а плавно раздвигать расплав в камере прессования по типу волнореза, снижая захватывание воздуха (см. рис. 7).
Рис. 7. Прессующий поршень с параболообразными
поверхностями.
Необходимо отметить, что для ЛПД Г% отливок с низкой П% камера прессования должна
быть рассчитана таким образом, чтобы ее свободный объем составлял, как показывает практика литья, не более 30% от ее общего объема.
При этом с увеличением свободного объема П%
увеличивается, а с уменьшением возможно выплескивание части расплава через заливочное
окно камеры прессования в атмосферу литейного цеха.
Тогда, зная объем отливки с учетом этого
условия, рекомендуется рассчитывать оптимальный диаметр камеры прессования dкп по
формуле:
dкп = 1,274 (Kоу Vотл + Vлс + Vпо + Vскп) /
/ (Lст – Lпп) + Lлв + Нлс.,
(1)
где Vотл – объем отливки, см3 (для корпуса
ПКР25 = 204 см3);
Kоу – коэффициент объемной усадки – 1,018 Vотл;
Vлс – объем литсистемы, см3 (определяется в за-
висимости от конструкции пресс-формы или рекомендуется принимать равным 0,05…0,08 Vотл);
Vпо – объем пресс-остатка, см3 (рекомендуется
принимать равным 0,15…0,20 Vотл);
Vскп = 0,6 Vотл – свободный объем камеры прессования, не занятый расплавом;
Lcт – длина прессующего стакана, см (для литейной машины 71107 равна 28 см, для 71108 – 32
см);
Lпп – длина прессующего поршня, находящегося
в стакане в исходном положении, равна 2 см;
Lлв – длина литниковой втулки, см (для корпуса
ПКР25 – 7 см);
Нлс – высота литсистемы, см (определяется в зависимости от конструкции пресс-формы или
принимается равной 1 см).
Тогда с учетом размеров для корпуса ПКР25
dкп будет равен:
dкп = 1,274 (1,018 × 204 см3 + 12 см3 + 42 см3 +
+ 0,6 × 204 см3) / (28 см – 2 см) + 7 см + 1 см =
= 3,8 см.
При необходимости округляем dкп до ближайшего стандартного размера, применяемого в
производстве. Диаметр dкп меньше 3,8 см применять нельзя из-за выплескивания части расплава через заливочное окно камеры прессования.
После разработки вентсистем с максимально возможной площадью поперечного сечения,
которую реально можно изготовить в прессформе и СОКП, на примере корпуса ПКР25, определяем, сколько воздуха и газов от сгорания
СМ находится в полости пресс-формы и камере
прессования, которые необходимо удалить.
Допустим, что перед заполнением расплава
пресс-форма заполнена воздухом, прогретым до
температуры ее поверхности, а при заполнении
он успевает прогреться до температуры расплава, тогда объем воздуха, который необходимо
удалить из полости пресс-формы Vувф, будет равен:
Vувф = Kоу × Vотл × Тм / Тф =
= 1,018 × 204 см3 × 923 / 523 = 365,5 см3, (2)
где Тм – температура металла, К;
Тф – температура пресс-формы, К.
Объем воздуха, который необходимо удалить из литсистемы Vулс, будет равен:
Vулс = 0,065 × Vотл × Тм / Тф =
= 0,065 × 204 см3 × 923 / 523 = 23,4 см3.
Тогда для камеры прессования объем воздуха, который необходимо удалить после перекрытия пресс-поршнем ее заливочного окна Vувк,
будет равен:
Vувк = 0,9 × Vскп × Тм / Тк =
= 0,6204 см3 × 923 / 523 = 193,6 см3, (3)
где Тк – температура камеры прессования, К.
51
Объем газов Vусм, выделяющийся при термическом разложении СМ в процессе заполнения полости пресс-формы и литсистемы расплавом, который необходимо удалить из нее, с учетом коэффициента степени газификации Kсг, определяется по формуле [10, с. 83]:
Vусм = (Sф + Sлc) × hc × gc × Гcм × Kсг =
= (415,3 + 1,246) × 0,005 × 0,9 × 600 × 0,4 =
= 450 см3,
(4)
где Sф – площадь смазываемой поверхности
пресс-формы, см2 (1,018 Vотл / hcp);
Sлс – площадь смазываемой поверхности литсистемы, см2;
hcp – средняя толщина отливки, см;
hс – толщина слоя СМ, нанесенного на смазываемую поверхность пульверизатором, см (от
0,001 до 0,005), при смазывании вручную принимаем 0,005 см;
gc – плотность СМ (от 0,85 до 0,95 г/см3);
Гсм – газотворность СМ (от 200 до 1000см3/г),
для смазки типа ЛД равна 600 см3/г;
Kсг – степень газификации СМ (от 0,32 до 0,42);
Из формулы (4) видно, что уменьшение Vусм
возможно за счет уменьшения hс, однако при
этом возможно приваривание расплава к поверхности пресс-формы. Наиболее перспективным
способом уменьшения газов СМ является разработка и применение новых смазок с низкой газотворностью. Однако необходимо отметить, что
газы СМ, выделяющиеся после перекрытия вентсистемы расплавом, попадают в тело отливки,
образуя пористость.
Тогда суммарный объем воздуха и газов CM
Vс, который необходимо удалить, будет равен:
Vc = Vувф + Vулс + Vувк + Vусм =
= 365,5 см3 + 23,4 см3 + 193,6 см3 + 450 см3 = 1032,5 см3.
Зная площади вентканалов, рассчитаем объем удаленных газов из полости пресс-формы,
литсистемы и СОКП, исходя из расходных характеристик расплава и газа, используя при этом
зависимость, дающую погрешность до 3% [11, с.
34], но очень удобную для расчетов, т.к. в ней
отсутствуют показатели адиабаты и политропы
для докритического режима истечения газов по
формуле:
Vуд = Kр × f × Рср / Ро 2R ЧTср Ч ( Po Pср )(1Po Pср ) × tуд =
= 0,35 × 0,000041×1,5× 2Ч29,3Ч430Ч0,66Ч0,34 × 0,216 =
= 324,9 см2,
(5)
где Vyд – объем удаленного воздуха и газов СМ;
Kр – коэффициент расхода, учитывающий потери на трение, наличие неустановившегося движения газа, вытекающего из полости прессформы и камеры прессования, а также другие неучтенные потери давления (для вентканала прямоугольного сечения равен 0,25…0,35 [11, с. 34]);
52
f – общая площадь вентканалов, см3;
Рср – среднее давление в полости, из которой
удаляют газ, МПа (для докритического режима
истечения газов равна 0,15 МПа);
Ро – атмосферное давление, МПа;
R – удельная газовая постоянная;
Т – температура в полости, из которой удаляют
газ, К;
tyд – время удаления газов.
Из формулы (5) видно, что Vyд при максимальной f можно повысить за счет увеличения
tyд и создания надкритического режима истечения газов. Однако при обычном процессе ЛПД с
увеличением tyд ухудшается качество поверхности отливок от охлаждения, а если увеличивать
температуру перегрева расплава, то будет увеличиваться выделение газов СМ от выгорания и
возможно приваривание расплава к поверхности
пресс-формы.
Создание надкритического режима истечения
газов возможно при перепаде давлений между полостью, из которой вытекает газ и полостью, в
которую он втекает в два раза и более. Такой перепад давлений легко достигается вакуумированием пресс-формы. Известна простая система вакуумирования пресс-форм ЛПД в цикле прессования (ВПЦП), показанная на рис. 8 [8].
Рис. 8. Система ВПЦП: 1 – пресс-форма; 2 – трубопровод; 3 – корпус пневмоцилиндра; 4 – поршень;
5 – крышка; 6 – вакууметр; 7 – вакуумная полость;
8 – шток, отключающий вакуумирование после перекрытия вентсистемы; 9 – пресс-поршень; 10 –
камера прессования; 11 – механизм прессования
литейной машины.
С помощью такой системы вакуумирование
можно начинать с начала процесса прессования,
что позволяет дополнительно увеличить время
удаления газов на величину времени до начала
заполнения расплавом полости пресс-формы t1.
При этом общее время удаления воздуха и газов
СМ составляет:
tyд' = tyд + t1 = 0,216 с + 0,43 с = 0,646 с.
Тогда для надкритического режима истечения газов из полости пресс-формы с помощью
ВПЦП Vyд' определяется по формуле [11, с. 34]:
Vуд' = Kр × (f1 + f2) × Po / Pв
R ЧTср 2 × tуд =
= 0,35 × 0,000021 × 2 × 29,3 Ч 430 2 × 0,646 =
= 753,65 см2,
(6)
где Рс – величина вакуума (остаточное давление), МПа.
Из формулы (6) видно, что ВПЦП позволяет
удалить в 3,6 раза больше воздуха и газов СМ из
пресс-формы, чем с помощью обычной вентсисстемы. Однако необходимо отметить, что вакуумирование удаляет весь воздух и только те газы
от сгорания СМ, которые выделились до перекрытия расплавом вентсистемы, а остальные газы
СМ всегда попадают в тело отливки, образуя пористость.
Для сравнения с обычной вентсистемой со
средней площадью f = 4 мм2 по формуле (5) Vyд
будет всего 32,5 см3, что в десять раз меньше.
Время удаления воздуха и газов СМ определяется по формуле:
tyд = Kпв × tзaп = 0,48 × 0,45 = 0,216 с,
(7)
где Kпв – коэффициент, определяющий долю расплава, заполняющего пресс-форму до перекрытия
им вентканалов (определяется методом последовательного заполнения отливок, см. рис. 9);
tзап = t2 + tп – общее время заполнения полости
пресс-формы (определяется по осциллограмме).
а)
б)
в)
г)
Рис. 9. Метод последовательного заполнения:
а) – в) неполные отливки, г) полная отливка.
Определение Kпв производится следующим
образом: последовательно изготавливаются неполные отливки до тех пор, пока оболочка из затвердевшего сплава не перекроет вентканалы по
всему периметру во время заполнения полости
пресс-формы, результаты которых показаны на
рис. 9.
Из фотографии видно, что оболочка из затвердевшего расплава, перекрывающая вентканалы образуется по периметру на второй неполной
отливке слева, и дальнейшее заполнение полости
пресс-формы происходит без вентиляции.
После этого полную и неполную отливки
взвешивают и определяют Kпв по формуле:
Kпв = GН / Gп = 264 / 550 = 0,48,
(8)
где GH и Gп – веса неполной и полной отливок.
Для корпуса ПКР25 GH = 264 г, a Gп = 550 г.
Типовая осциллограмма для определения
времени до начала заполнения расплавом полости пресс-формы t1, времени заполнения и смешивания расплава с воздухом и газами СМ с образованием газометаллической смеси t2, времени
сжатия воздуха и газов СМ при подпрессовке tп
и давления прессования Рпр при ЛПД показана
на рис. 10.
Рис. 10. Типовая осциллограмма для определения
tyд и Рпр.
Из осциллограммы видно, что время до начала заполнения полости t1 = 0,43 с, а общее
время заполнения полости tзап = 0,45 с. При этом
максимальное давление прессования Рпр достигает 26 МПа.
Зная Vyд, общий объем воздуха и газов CM
Vг, которые попадают в тело отливки в виде воздушно-газовой пористости для разработанной
вентсистемы с площадью f = 41 мм2, определяется по формуле:
Vг = Vc – Vyд =
= 1032,5 см3 – 324,9 см3 = 707,6 см3
(9)
Тогда как для обычной вентсистемы с площадью 4 мм2 в тело отливки попадает Vг = 1000 см3.
Количество воздуха и газов СМ, которые
попадают в тело отливки в виде воздушногазовой пористости при вакуумировании рабочей полости пресс-формы с помощью системы
ВПЦП при условии, что 52% газов СМ в прессформе и воздуха в СОКП после перекрытия
вентканалов попадает в отливку, определяется
по формуле:
Vг = (Vyвк + Vycм) × Kпв =
= (193,6 см3 + 450 см3) × 0,52 = 334,7 см3.
Определение объема пористости Vп отливок,
полученного с помощью разработанной литниково-вентиляционной системы с площадью 41 мм2
и сжатой давлением прессования Рп, производится по формуле [6, с. 59]:
Vп = Po × Vг / Pп =
= 1 кг/см2 × 707,6 см3 / 260 кг/см2 = 2,72 см3.
53
Тогда для обычной вентсистемы с площадью 4 мм2 объем будет равен Vп = 3,85 см3, а с
вакуумированием – Vп = 1,29 см3.
Кроме того, в отливке образуется усадочная
пористость Vп, величину которой принимаем
средней между линейной и объемной усадкой от
Voтл, тогда для корпуса ПКР25:
Vу = 0,006 × 204 см3 = 1,2 см3,
а общий объем пористости Vп' соответственно
для вентсистемы с площадью 41 мм2 будет равен
Vп' = 3,92 см3, для обычной вентсистемы с площадью 4 мм2 объем Vп' = 5,5 см3, и с вакуумированием Vп' = 2,49 см3.
Выводы.
Разработанная литниково-вентиляционная
система позволяет:
1) отделить воздух и газы, выделяющиеся от
сгорания СМ, находящиеся в полости прессформы от свободного объема камеры прессования, эффективно их удалять за счет применения трех вентсистем с площадями в 8–13 раз
большими, чем обычно применяемые в стандартных пресс-формах;
2) уменьшить объем пористости, находящейся в
теле отливки, в 1,4 раза, а с вакуумированием –
в 2,2 раза, а также повысить герметичность
литых деталей.
ЛИТЕРАТУРА
1. Падерин В. Н., Гресько А. П. Расчет предполагаемой негерметичности при проектировании отливок, получаемых литьем под давлением из алюминиевых сплавов // Тезисы докладов IX научнотеоретической конференции профессорско-преподавательского состава и студентов КГИПИ. –
Симферополь: НИЦ КГИПИ, 2003. – С. 21–24.
2. Падерин В. Н. Исследование влияние объема газоусадочной пористости на негерметичность деталей пневмоаппаратуры, получаемых литьем под
давлением из алюминиевых сплавов // Ученые записки Крымского государственного инженернопедагогического университета. Выпуск 4. – Симферополь: ДОЛЯ, 2003. – С. 21–24.
3. Белопухов А. К. Газосодержание отливок при литье
под давлением. – М.: Машиностроение, 1982. – 287 с.
4. Белопухов А. К., Коротков Р. А. Факторы содержания газов в отливках под давлением // Литейное производство. – 1979. – № 3. – С. 9–13.
5. Белопухов А. К. Литье под давлением. Проблемы
подпрессовки. – М.: Машиностроение, 1971. – 285 с.
6. Белопухов А. К. Технологические режимы литья под
давлением. – М.: Машиностроение, 1987. – 240 с.
7. Падерин В. Н., Нуриев Е. А. Исследование влияния системы вакуумирования пресс-форм литья
под давлением с пневмоклапаном перекрытия
вентиляционных каналов на герметичность отливок // Ученые записки Крымского инженернопедагогического университета. Выпуск 6. – Симферополь: НИЦ КИПУ, 2006. – С. 39–44.
8. Падерин В. Н., Иззетов Н. А., Гресько А. П. Исследование систем вакуумирования пресс-форм
литья под давлением в цикле прессования с
контрпоршнем и механическим управлением клапаном перекрытия вентиляционной системы //
Ученые записки Крымского государственного
инженерно-педагогического университета. Выпуск 3. – Симферополь: ДОЛЯ, 2002. – С. 19–23.
9. Caber L. W. Theoretical Analysis and Experimental Observation of Air Entrapment during Cold Chamber Filling // Die Casting Engineer. – 1982. – № 3. – P. 14–22.
10. Герц Е. В., Крейнин Г. В. Расчет пневмоприводов. –
М.: Машиностроение, 1975. – 413 с
11. Зеленов В. Н., Кисиленко Л. Е. Смазка прессформ литья под давлением. – М.: Машиностроение, 1983. – 144 с.
УДК 621.74.043
Падерин В. Н., Галух В. И.
ИССЛЕДОВАНИЕ ВЛИЯНИЯ СПОСОБА ЛИТЬЯ ПОД ДАВЛЕНИЕМ
С ДВУМЯ КАМЕРАМИ ПРЕССОВАНИЯ НА ПОРИСТОСТЬ
И ГЕРМЕТИЧНОСТЬ ОТЛИВОК ИЗ АЛЮМИНИЕВЫХ СПЛАВОВ
У статті розглянуті вплив способу литва під тиском з двома камерами пресування на газоусадочну пористість і герметичність відливань при литві під тиском алюмінієвих сплавів.
В статье рассмотрено влияние способа литья под давлением с двумя камерами прессования на
газо-усадочную пористость и герметичность отливок при литье под давлением алюминиевых
сплавов.
Тhe article runs that the method of casting under pressure with two chambers of pressing on gasshrinking porosity and hermeticy of castings during the casting under pressure of aluminium alloys.
Постановка проблемы. Литье под давлением (ЛПД) алюминиевых сплавов является малоотходным процессом, обеспечивающим высокую производительность труда, точность разме-
54
ров, четкость рельефа, чистоту поверхности и
высокие механические свойства отливок.
Однако применение этого способа часто ограничивается из-за повышенной воздушно-газовой
и усадочной пористости (П%) в отливках [1–5],
которая снижает их плотность, прочность и герметичность (Г%), из-за низкой эффективности
вентсистемы, позволяющей удалить из прессформы всего до 10–20% воздуха и газов смазки
(СМ) [6, 7]. Особенно остро это касается области отливок, работающих под давлением жидкости или газа в пневматике, автотракторной, приборостроительной, газовой и др. отраслях промышленности. Поэтому данная проблема является важной производственной задачей.
Анализ публикаций [8–12] показывает, что
в литературе имеются ограниченные данные о
способах, позволяющих гарантированно получать плотные, прочные и Г% отливки. Наиболее
эффективным способом является вакуумирование. Однако этот способ позволяет полностью
удалить только воздух, а газы СМ все равно попадают в отливку, образуя П%. По данным работ [13–16] вакуумирование позволяет удалить в
зависимости от количества газов выделяющихся
из СМ, от 50 до 70% газов, находящихся в
пресс-форме.
В связи с этим целью данной работы является разработка такого способа ЛПД, который
позволил бы удалить из пресс-формы весь или
максимально весь объем воздуха и газов СМ,
повысить плотность, прочность и Г% отливок, а
также уменьшить их усадочную П%.
Автором разработан способ ЛПД с двумя
камерами прессования (ДКП) для машин с холодной горизонтальной или вертикальной, а
также горячей камерами прессования, позволяющей повысить плотность, прочность и Г%
отливок и уменьшить усадочную П%. Достижение этой цели осуществляется за счет изменения
существующего способа ЛПД, который позволяет применить в пресс-форме расчетнонеобходимую площадь поперечного сечения
вентсистемы для удаления всех газов и обеспечения питания отливок до полного их затвердевания.
Это достигается тем, что в существующий
способ ЛПД дополнительно введен вертикальный механизм подпрессовки со второй камерой
прессования, состоящей из двух половин, соединенных по плоскости разъема, которая, с одной стороны, соединена с атмосферой, а с другой, вентканалом с расчетно-необходимой площадью поперечного сечения и толщиной не
меньше толщины отливки с матрицей. При этом
шток механизма прессования дополнительно
снабжен регулируемым упором с тарельчатой
пружиной для плавной его остановки, и конечным выключателем, включающим дополнительный механизм подпрессовки.
В результате этого сначала происходит заполнение пресс-формы и части второй камеры
прессования, с помощью горизонтального или
вертикального механизма прессования, обеспечивающего за счет регулировки скорости прессования, сплошной последовательный режим
заполнения пресс-формы расплавом снизу
вверх, который не захватывает движущимся
расплавом воздуха и газов СМ. Затем заполнение расплава прекращается для предотвращения
его удаления через вентканал из пресс-формы в
атмосферу цеха, и с помощью дополнительного
механизма осуществляется подпрессовка расплава с целью максимального сжатия оставшегося воздуха и газов СМ, обеспечивая при этом
питание отливки во время кристаллизации до
полного затвердевания, низкую П% и высокую
плотность, прочность и Г% отливок.
Определение оптимальной скорости сплошного последовательного режима заполнения
расплавом снизу вверх, который обеспечивает
максимальное удаление воздуха и газов СМ из
пресс-формы при минимальном времени заполнения, определяется изготовлением неполных
отливок путем остановки прессующего поршня
в любой момент заполнения и получения на
фронте заполнения затвердевшей неполной отливки ровной поверхности без завихрений, которая не захватывает движущимся потоком расплава воздух и газы СМ, подробно рассмотренная в работах [17–19].
Устройство для реализации способа ЛПД с
ДКП на машинах с холодной горизонтальной
камерой прессования показано на рис. 1.
Данное устройство состоит из механизма
прессования 1 с поршнем 2, штоком 3 с регулируемым упором 4, снабженным конечным выключателем 5, планкой 6, пресс-поршня 7, камеры прессования 8, устройства для закрытия и
открытия заливочного окна 9, механизма подпрессовки 10 с поршнем 11, штоком 12, пресспоршня 13, второй камеры прессования 14, состоящей из двух половин, вентиляционной системы 15, электрогидроклапана 16, гидродросселя 22, выталкивателей 23, отливок 24,
пресс-остатка 25 и тарельчатой пружины 26.
Устройства для реализации способа ЛПД с
ДКП на машинах с холодной и горячей вертикальными камерами прессования аналогичны
схеме, изображенной на рис. 1.
Процесс литья осуществляется следующим
образом. В исходном положении пресс-поршень 7
и поршень 2 механизма прессования 1, находятся
в крайнем правом положении, а механизм подпрессовки 10 с поршнем 11, штоком 12 и пресспоршнем 13 – в крайнем верхнем положении.
55
чтобы вентсистема подходила к самой толстой
стенке или утолщенному месту, при этом в самой конструкции отливки не должно быть
утолщенных тепловых узлов или их должно
быть минимум.
Для надежного удаления отливки 24 пресспоршень 7 должен частично выходить (0,5–1
мм) из литниковой втулки, чтобы пресс-остаток
был в литниковой системе.
На рис. 2 показана экспериментальная
пресс-форма для литья корпусов пневмоклапана
редукционного типа ПКР25, изготовленная для
испытания способа ЛПД с ДКП.
Рис. 1. Устройство для реализации способа ЛПД с
ДКП для машин с холодной горизонтальной камерой прессования (конечное положение).
Затем в камеру прессования 8 заливается
расплав до полного ее заполнения, чтобы в ней
не было воздуха и газов СМ. После этого заливочное окно закрывается устройством 9, после
включения механизма прессования 1 на запрессовку расплава происходит заполнение прессформы и части второй камеры прессования, и
через вентканал 15 с расчетно-необходимой
площадью поперечного сечения и толщиной не
меньше толщины стенки отливки 24 удаляются
воздух и газы СМ за счет возникающего противодавления в пресс-форме.
При этом пресс-поршень 7 перемещается до
тех пор, пока регулируемый упор 4, снабженный
конечным выключателем 5, не упрется в торец
камеры прессования 8. Для уменьшения удара
упора 4 о торец камеры прессования 8 между
ними установлена тарельчатая пружина 26. При
нажатии конечным выключателем 5 на планку 6
через электрогидроклапан 16 включается механизм подпрессовки 10, поршень которого 11 через шток 12 и второй пресс-поршень 13 давит на
расплав во второй камере прессования, в результате чего через вентканал 15 с толщиной не
меньше толщины отливки осуществляется подпрессовка расплава и ее питание до полного затвердевания, обеспечивая высокую плотность,
прочность и Г%.
После этого пресс-форма раскрывается, и
отливка 24 выталкивается из нее толкателями
23, а механизм прессования возвращается в исходное положение. Затем цикл повторяется снова.
При проектировании пресс-формы отливка
в ней должна быть расположена таким образом,
56
Рис. 2. Пресс-форма с вертикальным механизмом
подпрессовки.
Для максимального удаления воздуха и газов СМ из экспериментальной пресс-формы через вентсистему, расчетно-необходимая площадь её поперечного сечения fвк определяется по
формуле [20, с. 34]:
fвк = [Vуд /(Рср / Ро 2RЧTср(Po Pср)Ч(1- Po Pср) × τуд)] /
/ Kр =
= [0,000839 / (1,5 2 Ч29,3Ч430Ч0,66Ч0,34 × 0,97)] /
/ 0,35 = 21,9 10–6 м2,
где fвк – площадь вентканалов, м3;
Vуд – объем удаляемого воздуха и газов СМ, м3;
τуд = 0,97 с – время удаления газов, равное времени прессования, определяется тензометрическим датчиком скорости или замеряется миллисекундомером;
Kр = 0,35 – коэффициент расхода газов из прессформы, принимаем [18, с. 16–18];
R = 29,7 кгс м/кгс оС – универсальная газовая
постоянная;
Рср, Ро – среднее и атмосферное давление, МПа;
Тср – средняя температура между расплавом и
пресс-формой, К.
Объем воздуха и газов СМ, который необходимо удалить из пресс-формы Vуд, будет равен:
Vуд = Vувф + Vулс + Vусм =
= 365,5 10–6 м3 + 23,4 10–6 м3 + 450 10–6 м3 =
= 839 10–6 м3,
где Vувф, Vулс, Vусм – объем удаляемого воздуха и
газов СМ, который определяется из конструкции пресс-формы и литсистемы.
Вторым важным показателем способа ЛПД
с ДКП является температура расплава в раздаточной печи tрп. При ее повышении увеличивается количество выделяемых при сгорании газов
СМ и растворенного водорода в расплаве, а при
уменьшении tрп снижается чистота поверхности
отливок.
Поэтому для получения качественной чистоты поверхности отливки, температура расплава в момент начала подпрессовки tпод и кристаллизации, учитывая ее потери во время заливки в
камеру прессования заполнения пресс-формы
вентсистемы и части второй камеры прессования, должна быть больше или равна, чем температура ликвидуса tлик. Для этого осуществляется
перегрев расплава, чтобы его температура в раздаточной печи tрп была с запасом, например, на
60оС больше, чем температура ликвидуса tлик, а
фактическую величину tрп, затем окончательно
уточняем после расчетов, увеличивая ее или
уменьшая.
Тогда для сплава АК12М2 tрп будет равна:
tрп = tлик + 60оС = 590 + 60 = 650оС.
Определение tпод производится по формуле [4]:
tпод = tрп – λсм / Хсм – [(tрп – tпф) × Fк / mм × См] × τ =
= 650 – 0,12 / 0,00005 – [(650 – 250) × 0,0265 /
/ 0,674 × 1290] × 2,5 = 577оС,
(1)
где λсм = 0,12 Вт/м оС – коэффициент теплопроводности СМ;
Хсм = 0,05 10–3 м – толщина слоя СМ;
tпф = 250оС – температура предварительного подогрева пресс-формы и камеры прессования;
τ = 2,5 с – совместное время заливки расплава в
камеру прессования и заполнения пресс-формы,
которое замеряется миллисекундомером или
тензометрическим датчиком;
Fк – общая площадь поверхности контакта расплава во время прессования м2;
mм = 0,674 кг – масса порции расплава в ковше;
См = 1290 дж/кг оС – удельная теплоемкость
жидкого металла.
В формуле (1) отношение λсм / Хсм выполняет роль соответствующего коэффициента теплоотдачи от расплава к поверхности пресс-формы
и камеры прессования.
Общая площадь поверхности контакта расплава Fк во время прессования определяется по
формуле:
Fк = (F1 + Fлс + Fпф + Fвс + F2) / 2 =
= 0,016 + 0,0006 + 0,0345 + 0,00004 + 0,002 =
= 0,0265 м2,
2
где F1 = 0,016 м – площадь поверхности теплоотдачи первой камеры прессования;
Fлс = 0,0006 м2 – площадь поверхности теплоотдачи литсистемы, из конструкции пресс-формы;
Fпф = 0,0345 м2 – площадь поверхности теплоотдачи пресс-формы, из ее конструкции;
Fвс = 0,00004 м2 – площадь поверхности теплоотдачи вентсистемы, из конструкции прессформы;
F2 = 0,002 м2 – площадь поверхности теплоотдачи второй камеры прессования, занятой расплавом, из конструкции пресс-формы.
Полученное по формуле (1) значение tпод на
13оС меньше, чем tлик, поэтому окончательно
принимаем tпод равным не 650, а 663оС. При этом
перегревать расплав необходимо на 73оС больше, чем tлик, что влияет на объем газов при сгорании СМ. Расчеты показывают, что для устранения захватывания расплавом воздуха и газов
СМ необходимы низкие турбулентные режимы
заполнения полости пресс-формы (2–5 м/с), но
это увеличивает время заполнения и приводит к
повышению температуры перегрева расплава в
раздаточной печи tрп, что влияет на увеличение
объема газов при сгорании СМ, а увеличение
толщины слоя СМ для уменьшения теплопроводности также приводит к повышению газов от
сгорания СМ. Поэтому для достижения высокого качества отливок при ЛПД с ДКП, в том числе и хорошего качества её поверхности, необходимо уменьшить отвод тепла от расплава в
пресс-форму.
Одним из путей снижения теплопроводности пресс-формы, который широко применяется
при литье в кокиль, является способ пламенного
или плазменного нанесение на поверхность матриц и камеры прессования тонкого слоя (0,1–0,3
мм) порошка оксида алюминия Аl2О3, имеющего
низкую теплопроводность. Кроме того, получение тонкого слоя Аl2О3 возможно гальваническим способом с помощью анодирования, предварительно нанеся на стальные матрицы слой
меди и слой чистого алюминия [21, с. 90].
На рис. 3,а показана макроструктура, увеличенная в 100 раз, полученная обычным способом литья под давлением, а на рис. 3,б – способом ЛПД с ДКП.
На фотографии (рис. 3,б) видно, что структура отливки состоит из мелкой газо-усадочной
П% (см. темные пятна), не соединенной между
собой, и относительно равномерно расположенной по ее сечению, что обеспечивает высокую
плотность, прочность и Г% отливок.
57
Рис. 3. а) Макроструктура полученная при обычном способе ЛПД, П = 2,8% (х100 раз).
При этом П% уменьшается более чем в четыре раза по сравнению со структурой, полученной обычным способом ЛПД, которая показана на рис. 3,а (см. темные пятна), а негерметичность снижается с 25–30 до 2–3%.
Рис. 3. б) Макроструктура отливки, полученная с
помощью способа ЛПД с двумя камерами прессования, П = 0,65% (х100 раз).
Выводы.
1. Разработанный способ ЛПД с ДКП за
счет изменения процесса литья позволяет
уменьшить П% до 0,65% и получать плотные,
прочные и Г% отливки.
2. Уменьшение температуры перегрева расплава при ЛПД с ДКП наиболее эффективно
достигается за счет снижения теплопроводности
от расплава через стальные матрицы и камеру
прессования с помощью образования промежуточного слоя из Аl2О3.
ЛИТЕРАТУРА
1. Медведев Я. И. Газовые процессы в литейной
форме. – М.: Машиностроение, 1980. – 197 с.
2. Белопухов А. К. Теоретические основы распределения воздушной пористости в отливках // Пористость в отливках, полученных литьем под давлением и мероприятия по борьбе с ней. – М.:
МДНТП, 1984. – С. 5.
58
3. Зеленов В. Н. Газовый режим процесса литья под
давлением // Литейное производство. – М.: Машиностроение, 1983. – № 7. – С. 17–20.
4. Калиш Р. М., Ладохин В. И. Процессы образования пористости и расчет качества отливок при литье под давлением. – Казань: Татарстан, 1975. –
115 с.
5. Белопухов А. К. Литье под давлением. Проблемы
подпрессовки. – М.: Машиностроение, 1971. – 285 с.
6. Швецов В. Д. Факторы эффективности вентиляционных устройств формы при литье под давлением // Литейное производство. – 1975. – № 5. –
С. 26–28.
7. Рыжиков А. А., Злотин С. З. Истечение газа из полости пресс-формы через вентиляционные каналы
при литье под давлением // Литейное производство. – М.: Машиностроение,1965. – № 3. – С. 25.
8. Филиппов Э. Е., Швецов В.Д., Злотин С.З. Окислительные процессы при литье под давлением
алюминиевых сплавов в среде кислорода // Литейное производство. – 1974. – № 10. – С. 23–25.
9. Рыжиков А. А., Злотин С. З., Соколов А. П. Кислородный способ литья под давлением // Литейное производство. – М.: Машиностроение, 1970. –
№ 1. – С. 32–33.
10. Калиш Р. М. Влияние вакуумирования полости
формы на свойства отливок при литье под давлением // Литейное производство. – М.: Машиностроение, 1963. – № 8. – С. 14–16.
11. Белопухов А. К. Технологические режимы литья под
давлением. – М.: Машиностроение, 1987. – 240 с.
12. Злотин С. З., Казаринов Н. Б., Кондаков В. В. Автоматическая система продувки формы кислородом при литье под давлением // Литейное производство. – М.: Машиностроение, 1978. – № 11. –
С. 24–25.
13. Калиш Р. М. Влияние вакуумирования полости
формы на свойства отливок при литье под давлением // Литейное производство. – М.: Машиностроение, 1963. – № 8. – С. 14–16.
14. Годунов Г. С., Чернега Д. Ф. Изготовление отливок литьем под давлением с применением вакуума в цеховых условиях. – М.: НТО Машпром,
1967. – С. 112–116.
15. Гаспарян Л. А. Влияние вакуума на газосодержание отливок и параметры процесса // Пористость
в отливках, полученных литьем под давлением и
мероприятия по борьбе с ней. – М.: МДНТП,
1984. – С. 6–7.
16. Зеленов Н. В., Падерин В. Н., Степанов Ю. А. Вакуумирование форм литья под давлением в цикле
прессования // Литейное производство. – М.: Машиностроение, 1984. – № 10. – С. 23–24.
17. Макельский М. Ф. Влияние режимов литья на пористость отливок // Пористость в отливках, полученных литьем под давлением и мероприятия по
борьбе с ней. – М.: МДНТП, 1984. – С. 12–15.
18. Акивис Д. Р., Иванов-Эмин Е. Б. Снижение пористости отливок как результат регулирования
скорости прессования // Пористость в отливках,
полученных литьем под давлением и мероприятия
по борьбе с ней. – М.: МДНТП, 1984. – С. 35.
19. Падерин В. Н., Ваниев Э. Р., Алиев А. И. Исследование влияния различных смазок и воздуха при
литье под давлением алюминиевых сплавов на
пористость и герметичность литых деталей изделий пневмоаппаратуры // Вестник Сумского государственного университета «Машиностроение
Украины глазами молодых: прогрессивные идеи –
наука – производство», № 2 (48) Сумы-2003. – С.
117–122.
20. Герц Е. В., Крейнин Г. В. Расчет пневмоприводов. – М.: Машиностроение, 1975. – 272 с.
21. Бураков С. Л., Вейник А. И., Дубинин Н. П. и др.
Литье в кокиль. – М.: Машиностроение, 1980. –
415 с.
УДК 621.86–59+621.87–59
Хабрат Н. И.
РАСЧЕТ АВТОМАТИЧЕСКОГО ОСЕВОГО МНОГОДИСКОВОГО
ТОРМОЗА С РАЗМЫКАЮЩИМИСЯ ПОВЕРХНОСТЯМИ
У статті обґрунтовано й описано конструкції автоматичного вісового багатодискового гальма
з поверхнями, що розмикаються. З умов, що допускаються до вісового навантаження для гвинтової
пари, визначено необхідне число поверхності тертя, а з умов стійкого гальмування діаметральні
розміри робочих поверхонь тертя та їх кількість.
В статье приведено обоснование и описание конструкции автоматического осевого многодискового тормоза с размыкающимися поверхностями. Из условия допускаемой осевой нагрузки для
винтовой пары определено требуемое число поверхностей трения, а из условия устойчивого затормаживания – диаметральные размеры рабочих поверхностей трения и их количество.
The article considers the substantiation and description of the automatic axial polydisc brakes with disconnecting surfaces. Due to the assumed axial loading for a spiral couple the required number of friction
surfaces is identified, but due to steady braking the diametrical proportions of friction working surfaces and
their quantity are defined.
Постановка проблемы. Грузоподъемные
машины нашли широкое применение во всех
отраслях производства [1–4, 6–10], используемые для перемещения различных изделий и материалов в межоперационных технологических
процессах. При этом тормоза входят во все механизмы подъема грузоподъемных машин составным элементом, обеспечивая удержание
груза в поднятом положении.
Анализ литературы. Надежность работы
тормозных устройств в значительной степени
обеспечивается их конструкцией. Наиболее рациональны те тормозные устройства, в которых
тормозной момент создается автоматически в
зависимости от поднимаемого груза. К таким
тормозным устройствам, в первую очередь, следует отнести автоматический осевой многодисковый тормоз с размыкающимися поверхностями, в дальнейшем именуемый тормозом (см.
рис. 1).
Тормоз содержит приводной вал 1, установленный в подшипниковых опорах 2, 9, на котором подвижно в тангенциальном направлении
установлен упорный диск 3 и диски трения 4,
кинематически соединенные с ним по наружному периметру. В пространстве между дисками 4
и 3 установлены диски трения 5, кинематически
соединенные с приводным валом 1 шлицами.
Наружный периметр упорного диска 3 выполнен
в виде зубчатого храповика 11, входящего в зацепление с защелкой 10. На резьбовой части
приводного вала 1 установлен нажимной диск 6,
взаимодействующий торцевой поверхностью с
диском 4, кинематически связанный с упорным
диском 3. На поверхности нажимного диска 6
установлен зубчатый венец 7, входящий в зацепление с приводом механизма подъема. Упор 8
ограничивает осевое смещение нажимного диска
6 в осевом направлении по приводному валу 1.
Рис. 1. Схема автоматического многодискового
тормоза с размыкающимися поверхностями.
59
Работает тормоз следующим образом. При
вращении приводного вала 1, в сторону навинчивания нажимного диска 6 по резьбе вала,
движение от него передается через винтовую
пару на нажимной диск 6, зубчатый венец 7 и
далее на привод механизма подъема. При этом
под действием статического крутящего момента
сил М, нажимной диск 6 завинчивается по винтовой паре на некоторый угол, создавая осевую
силу F на диски трения 4, 5 и упорный 3, обеспечивая их совместное вращение. Защелка 10,
проскакивая через зубья храпового колеса 11, не
препятствует их вращению. При отсутствии
привода на вал 1, последний, под действием статического крутящего момента вращается в обратную сторону до тех пор, пока защелка 10 не
войдет в зацепление с зубчатым храповиком 11,
обеспечивая удержание груза в поднятом положении механизмом подъема.
При опускании поднятого груза механизмом
подъема, приводной вал 1 вращается в сторону
отвинчивания нажимного диска 6. При этом осевая сила сжатия дисков 3–6 уменьшается при
неподвижных дисках 3, 4, удерживаемых защелкой 10, а диски 5, 6 проворачиваются, обеспечивая приводу механизма подъема опускание груза, при крутящем моменте меньшем М.
В источниках информации [1–4, 6–10] приводятся описания конструкций, работ и рекомендаций по проверочному расчету и технической эксплуатации однодисковых осевых грузоопорных тормозов с размыкающимися поверхностями. И только в работе [2], приводится конструкция многодискового осевого грузоопорного тормоза, с размыкающимися поверхностями
электротали фирмы Shepard (США), без расчетных зависимостей и рекомендаций по их проектированию. При этом отмечается, что это тормозное устройство отличается повышенной несущей способностью.
Отметим при этом, что в отечественном
машиностроении нашли применение многодисковые тормоза в подъемниках соломы, шахтных
подъемниках и др.
Отсутствие сведений в справочной научнотехнической литературе о методах проведения
проектных расчетов основных конструктивных
элементов автоматических осевых многодисковых тормозов, с размыкающимися поверхностями, в значительной степени затрудняет их широкое использование, как при проектировании
приводов механизмов подъема грузоподъемных
машин в производственных целях, так и в учебном процессе при выполнении курсовых проектов по соответствующим дисциплинам. Это последнее обстоятельство уменьшает знание бу-
60
дущего специалиста и не способствует широкому их использованию в производстве.
Цель работы – разработка аналитических
зависимостей и методики, позволяющих производить расчеты основных параметров тормозов
рассматриваемой конструкции.
Для решения поставленной задачи рассмотрим поочередно, находящиеся в заторможенном
состоянии и сжатии в осевом направлении силой
F, комплекты кинематически связанных между
собой дисков нажимного 6, трения 5, упорного
3, трения 4, нагруженных внешним статическим
моментом М.
Составим условие равновесия моментов сил
относительно оси приводного вала для комплекта дисков нажимного 6 и трения 5, преобразовав
которое получим:
М = 0,5 F [d2 tg (α + ρ) + Dc fi],
(1)
где α и ρ – углы соответственно подъема резьбы
и трения по ее среднему диаметру d2;
Dc – средний диаметр поверхностей трения дисков нажимного 6, упорного 3 и трения 4, 5;
f – коэффициент трения между поверхностями
трения дисков 3–6;
i – количество поверхностей трения между дисками в тормозе.
В результате составления условия равновесия моментов сил, для комплекта кинематически
соединенных между собой в тангенциальном
направлении дисков упорного 3 и трения 4 получим:
Мт = 0,5 F Dс fi,
(2)
где Мт – момент сил трения на ведомых дисках
3, 4, который уравновешивается моментом сил
трения на ведущих дисках 5, 6 по поверхностям
трения.
Исследуем уравнения (1) и (2). Для этого
разделим почленно уравнение (1) на (2) и, преобразовав это отношение, получим неравенство:
М
d tg(α + ρ)
= 2
+ 1 > 1,
МT
Dc f i
(3)
из которого следует, что комплект кинематически соединенных между собой ведущих дисков
5 и 6, воспринимает большую нагрузку, чем ведомые в 1 + [d2 tg (α + ρ)] / (Dc fi) раз, и эта разница в моментах расходуется на создание осевой силы F.
Для обеспечения надежной работы тормоза
рассматриваемой конструкции, вводим в соответствующую зависимость уравнения (1) коэффициент запаса торможения Kт по изложенным
выше причинам, как произведение действующего статического момента М на Kт. Тогда расчетное уравнение (1) примет следующий вид:
Kт М = 0,5 F [d2 tg(α + ρ) + Dc fi].
(4)
При проведении расчетов многодисковых
тормозов рассматриваемой конструкции параметры резьбовой пары нажимного диска, а следовательно, и допускаемая осевая сила F в резьбе задаются конструктивно. Эту силу выразим в
виде:
F = π d2 h [q] z,
(5)
где h – рабочая высота витка резьбы;
[q] – допускаемые напряжения смятия в резьбе;
z – рабочее число витков резьбы [5].
Так как многодисковые тормоза рассматриваемой конструкции отличаются повышенной
несущей способностью, то их применяют при
ограниченных габаритах в радиальном направлении. Предварительно задавшись внутренними
Dв и наружными Dн диаметральными размерами
поверхностей трения дисков тормоза и параметрами резьбовой пары нажимного диска, определим расчетное количество поверхностей трения,
используя преобразованную зависимость (4):
i = [2 Kт М / F d2 tg (α + ρ)] / (Dc fi),
(6)
которое округляется до ближайшего большего
нечетного. В уравнении (6) средний диаметр поверхностей трения принят как полусумма конструктивно принятых размеров Dн и Dв.
После уточнения количества поверхностей
трения i, с учетом условий работы тормозных
дисков (со смазкой или без нее), а также с учетом установки между тормозными дисками
фрикционных накладок или без них, уточняется
средний диаметр Dc поверхностей трения дисков
3–6:
Dc = [2 Kт М / F – d2 tg (α + ρ)] / (fi).
(7)
Количество дисков трения кинематически
связанных с упорным n4 и нажимным n5 дисками
определяется из соотношения
n4 = n5 = (i – 1) / 2.
(8)
Диаметральную ширину в поверхностей
трения дисков найдем из условия допускаемых
напряжений смятия [p] [2]
(9)
в ≥ F / (π Dc [p])
и уточненные размеры Dн и Dв поверхностей
трения
(10)
Dв = Dc – в,
(11)
Dн = Dc + в.
Осевая сила F, в рассматриваемой конструкции тормоза, установленного на электротали
фирмы Shepard (США) [2, с. 290–291], передается от нажимного диска 6 на упорный диск 3 через диски трения 4, 5. Далее осевая сила F от
упорного диска 3 замыкается по валу 1 на нажимной диск 6 через бурт на валу.
При срабатывании тормоза на опускание
груза, упорный диск, постоянно вращаясь, преодолевает трение по сопрягаемой торцевой поверхности бурта с валом. При отсутствии в этом
месте упорного подшипника качения [2, с. 290–
291] возможны заклинивания и задиры, снижающие надежность работы тормоза.
Поэтому с целью повышения стабильности
срабатывания тормоза, нами предлагается устанавливать его упорный диск на валу тормоза неподвижно в тангенциальном направлении, а
диски трения 3, кинематически соединить между собой посредством обоймы с хриповым венцом по наружному периметру. При этом эта
обойма должна центрироваться по валу тормоза
и устанавливаться на нем подвижно в тангенциальном направлении. В этом случае полученные
нами выше расчетные зависимости сохраняются. Различие будет состоять только лишь в числе
поверхностей трения и будет только четным.
Полученные аналитические зависимости позволяют провести расчеты по определению основных параметров тормоза рассмотренной выше конструкции, имея исходные данные:
М – статический момент на тормозе от силы тяжести удерживаемого груза;
dв – диаметр вала тормоза, полученного из его
ранее проведенного прочностного расчета и условия работы (со смазкой, в масляной ванне или
без смазки) в следующей последовательности:
1) принимается резьба предпочтительно прямоугольной или трапецевидной диаметром
резьбы внутренним d1 ≥ dв [5, 9], наружным
dо, средним d2, шагом p ≈ 0,2 d1, рабочей высотой витка резьбы h, числом заходов n = 2–
4 и рабочим количеством витков резьбы z;
2) материал гайки в нажимном диске предпочтительнее использовать бронзу, с углом трения по резьбовой части вала ρ = 6о и допускаемым напряжением смятия [q] [2, 4, 9];
3) определяется угол подъема резьбы по среднему диаметру по зависимости
пρ
α - arctg (
) ,
πd 2
который должен быть в пределах 6–18о [2, 4, 9];
4) исходя из конструктивных требований задаются диаметральными размерами поверхностей трения на дисках Dн и Dв и определяется средняя величина Dc = 0,5 (Dн + Dв);
5) задаются величинами коэффициента трения
f по поверхностям дисков 3–6 по справочным материалам [2, с. 356] и допускаемыми
напряжениями смятия [р] [2, с. 357];
6) сила трения по поверхностям дисков трения
3–6 может быть увеличена за счет установки
между ними фрикционных специальных элементов [2];
7) определяется осевая сила F, снимающая
диски тормоза в осевом направлении по зависимости (5);
61
8) определяется количество поверхностей трения по зависимости (6);
9) уточняется средний диаметр поверхностей
трения тормозных дисков 3 по зависимости
(7);
10) определяется количество дисков трения по
зависимости (8);
11) определяется диаметральная ширина поверхностей трения по зависимости (10);
12) уточняются рабочие диаметральные размеры
поверхностей трения Dн и Dв.
Выводы.
1. Получены уточненные аналитические
зависимости, отображающие работу автоматических осевых многодисковых тормозов с размыкающимися поверхностями, и намечены пути их совершенствования.
2. Аналитическими исследованиями установлено, что для повышения надежности работы
тормозов рассматриваемой конструкции тормоза, расчеты его основных элементов следует
вести по величине статического крутящего момента, увеличенной в Kт раз.
3. Предложена последовательность расчета
тормозов с использованием полученных уточненных аналитических зависимостей.
ЛИТЕРАТУРА
1. Александров М. П. Подъемно-транспортные ма-
шины. – М.: Высшая школа, 1972. – 504 с.
2. Александров М. П. Тормоза подъемно-транспортных машин. – М.: Машиностроение, 1976. – 383 с.
3. Бондаровский Ф. П., Корнеев Г. В. Детали машин
и подъемно-транспортные машины. – М.: Машгиз, 1962. – 552 с.
4. Александров М. П., Колобов Н. А., Лобов Н.А. и
др. Грузоподъемные машины. – М.: Машиностроение, 1986. – 400 с.
5. Дьяченко С. К., Столбовой С. З. Расчет и проектирование деталей машин. – К.: Техника, 1964. – 316 с.
6. Иванченко Ф. К. Конструкция и расчет подъемнотранспортных машин. – К.: Вища школа, 1983. –
383 с.
7. Красников В. В. Подъемно-транспортные машины
в сельском хозяйстве. – М.: Колос, 1973. – 464 с.
8. Справочник по кранам. В 2 т. Т. 2 / М. П. Александров, М. М. Гохберг, А. А. Ковин и др. – Л.:
Машиностроение, 1988. – 559 с.
9. Справочник по кранам. В 3 т. Т. 2 / А. А. Ананьев,
А. Г. Лонг, А. С. Мазовер и др. – М.: Машгиз, 1962.
– 351 с.
10. Справочник конструктора машиностроителя. В 3
т. Т. 1 / Под ред. И. Н. Жестковой. – М.: – Машиностроение, 2006. – 920 с.
11. Федосеев В. П. Приборы и устройства безопасности грузоподъемных машин. Справочник. – М.:
Машиностроение, 1990. – 330 с.
12. Фиделев А. С. Подъемно-транспортные машины.
– К.: Вища школа, 1976. – 220 с.
УДК 621.99.02
Шрон Л. Б., Канареев Ф. Н., Богуцкий В. Б., Баталин А. С.
СРАВНИТЕЛЬНЫЙ АНАЛИЗ ПРОЦЕССОВ ОБРАЗОВАНИЯ РЕЗЬБ
МАЛЫХ РАЗМЕРОВ РЕЖУЩИМИ И ДЕФОРМИРУЮЩИМИ МЕЧИКАМИ
Приведено обґрунтування переведення процесу створювання внутрішніх різьб замалих діаметрів
від різання до деформування на заснуванні порівняльного аналізу силового взаємодійства робочих поверхонь зубі’їв різальних та деформувальних метчіков з використанням методу фотоупругості.
Приведено обоснование перевода процесса образования внутренних резьб малых диаметров от
резания к деформированию на основе сравнительного анализа силового взаимодействия рабочих поверхностей зубьев режущих и деформирующих метчиков с использованием метода фотоупругости.
The substantiation of translation process formation internal carving small diameter is resulted from cutting to deformation on the basis comparative analysis power co-operation workings surfaces cogs cuttings
and deforming taps with the use of method photoresiliency.
Постановка проблемы. Низкая надежность
процесса нарезания внутренних резьб режущими метчиками, происходит из-за выкрашивания
зубьев и поломок. По данным работы [1]
50…70% метчиков с размерами М2…М6 выходят из строя в результате поломок задолго до
полного затупления зубьев заборного участия.
Это свидетельствует о том, что совершенствование операций нарезания внутренних резьб ма-
62
лых диаметров представляет актуальную практическую задачу. Резьбы рассматриваемых размеров получают резанием и пластическим деформированием.
Анализ данных [2–4] показывает, что до настоящего времени отсутствуют обоснованные
рекомендации по применению указанных методов. В связи с этим, представляется целесообразным провести сравнительный анализ процес-
сов получения резьб режущими и деформирующими метчиками.
Стабильность процесса образования внутренних резьб в основном определяется силовым
взаимодействием рабочих поверхностей зубьев
заборного участка с обрабатываемым материалом. Используя для сравнения величины максимальных напряжений, действующие на рабочих
поверхностях зубьев, можно сопоставить процессы образования резьб режущими и деформирующими метчиками. Из-за специфики конструкций малых размеров метчиков и зоны контакта, определение напряжений по традиционным методам не представляется возможным.
Известно, что максимальные напряжения в упругой области нагружения на рабочих поверхностях зубьев и обрабатываемом материале равны. Определив максимальное напряжение в материале (матрице), можно судить о напряжениях
на рабочих поверхностях метчиков.
Цель статьи – изложить методику и результаты экспериментального исследования напряженно-деформированного состояния обрабатываемого материала режущих с заборным конусом 6°15' (ГОСТ 3266-81) и деформирующих
с заборным конусом 2°20' (ГОСТ 18841-73) метчиками М5.
Исследования проводили, используя метод
фотоупругости на прозрачных моделях. Модели
выполняли в виде пластин толщиной 4 мм из
оптически-активного материала на основе эпоксидной смолы ЭД6-М. Предварительно определяли оптическую постоянную материала каждой
модели по схеме чистого изгиба. В моделях выполняли гладкие отверстия под резьбообразование. Для исключения влияния концентраторов
напряжений расстояние между краями отверстий и боковой поверхностью пластины принимали равным 6d.
Схема установки с закрепленной в ней моделью показана на рис. 1.
Рис. 1. Схема установки с испытуемой моделью.
Модель 5 закрепляют на кронштейне 4, так,
чтобы ось гладкого отверстия при резьбообразовании соответствовала отверстию в пластине 2,
выполненной из оптически неактивного материала. Отверстие в пластине 2 является дополнительной опорой для метчика 3. Модель,
кронштейн и пластину установили в полярископ
1 с рабочим полем 125 мм.
Затем производили нарезание резьбы в модели. Через каждый оборот метчика фиксировали картины изохром (разность главных напряжений‚ σ1 – σ2) без нагрузки и при статическом
нагружении метчика. Нагрузка, прикладываемая
к хвостовику метчика, соответствовала моменту
страгивания метчика при резьбообразовании.
Полученные картины изохром фиксировали на
фотопленку «Микрат-300» На рис. 2 показана
картина изохром в модели, полученная при нарезании резьбы режущим и деформирующим
метчиками.
Рис. 2. Поля изохром при нарезании резьбы резанием (а) и пластическим деформированием (б).
Обработку поля изохром проводили на микрофотометре ИФО-451, а экстраполяции полученных полос в зоне контакта, которая характеризуется максимальными напряжениями, определяли по методике [5].
На рис. 3 показаны эпюры напряжений на
рабочих поверхностях зубьев, а также изменения максимальных напряжений, возникающих
на каждом зубе и пере заборного участка режущего и деформирующего метчиков, при ввинчивании. Для режущих метчиков напряжения в
вершине зуба максимальны и одинаковы по радиусу скругления режущей кромки. На задней
поверхности наблюдается резкий спад напряжений. Для деформирующих метчиков характерно
более равное распределение напряжений на рабочих поверхностях. Рост напряжений на заборном участке режущего метчика от зуба по каждому перу характеризуется большей нестабильностью, чем при образовании резьб деформирующими метчиками напряжения.
63
Максимальные напряжения, возникающие
на рабочих поверхностях наиболее нагруженных
зубьев заборного участка деформирующих и
режущих метчиков, примерно равны. Наиболее
нагруженным для деформирующих метчиков
являются зубья, расположенные в переходной
зоне между заборным и калибрующим участками, что объясняется относительным смещением
их резьб. Для режущих метчиков при нарезании
резьбы по генераторной схеме наиболее нагруженными являются зубья, расположенные на 1/3
заборного участка. Напряжение на рабочих поверхностях зубьев заборного участка деформирующих метчиков снижается плавно, а на режущих – происходит резкий спад напряжений
при переходе на калибрующий участок.
Рис. 3. Эпюры напряжений на рабочих поверхностях зубьев и изменение напряжений на зубьях заборного участка режущего (а) и деформирующего (б) метчиков (О, Δ, , ♦ – экспериментальные значения величин максимальных напряжений по каждому перу метчиков; 1 2, 3, 4 – соответствующие изменения
напряжений по перьям метчиков).
По графику (рис. 4), на режущей кромке
зубьев заборного участка действуют большие
напряжения, чем на рабочей поверхности зубьев
деформирующих метчиков, а для передней поверхности зубьев, напряжения возрастают до
величины
σmax = k Pz / F,
где k – коэффициент концентрации напряжений;
Рz – тангенциальная составляющая силы резания;
F – площадь режущей кромки поверхности
зубьев деформирующих метчиков для передней
поверхности зубьев напряжения.
Площадь режущей кромки зависит от радиуса скругления и длины режущей кромки зуба
с обрабатываемым материалом
F i = b i li ,
где bi – длина режущей кромки;
li – длина дуги режущей кромки.
При радиусе скругления ρ, площадь внедряемой поверхности меньше, а напряжение в
обрабатываемом материале больше. Это, в свою
очередь, вызывает большую концентрацию напряжений на режущих кромках.
Уменьшение напряжений возможно в результате увеличения площади контакта рабочих
поверхностей зубьев с обрабатываемой поверхностью. Кроме того, для процесса нарезания
внутренних резьб характерны малые толщины
64
срезаемых слоев и, как вследствие этого, имеет
место не резание, а пластическое деформирование металла. Поэтому целесообразен перевод
процесса нарезания внутренних резьб малых
диаметров на пластическое деформирование.
Распределение напряжений на рабочих поверхностях зубьев метчиков может быть использовано для оценки их износа.
Рис. 4. Графики изменения максимальных напряжений крутящих моментов на заборном участке режущих – 1 и деформирующих – 2 метчиков.
Наблюдения в производственных условиях
показывают, что износ зубьев заборного участка
неравномерен. Можно считать, что износ зубьев
пропорционален напряжениям на их рабочих
поверхностях. Полученные данные могут быть
использованы для сопоставительной оценки ряда параметров, таких как величины крутящих
моментов, нагрузок на каждом зубе, прочность
метчиков, характеризующих процесс нарезания
внутренних резьб и применяемые метчики. Это,
в свою очередь, дает возможность обоснованно
подойти к выбору метода нарезания внутренних
резьб малых диаметров.
Используя в качестве параметров оптимизации равенства напряжений на каждом зубе заборного участка, можно обеспечить их равномерный износ и максимально возможную стойкость метчиков.
Выводы.
1. Целесообразен процесс нарезания внутренних резьб малого диаметра методом пластической деформации.
2. Снижение напряжений на зубьях переходного участка деформирующих метчиков
возможно за счет изменений существующей
технологии их изготовления, которая должна
устранить относительное смещение резьб заборного и калибрующего участков.
ЛИТЕРАТУРА
1. Грудов А. А., Комаров П. Н. Высокопроизводительный резьбообразующий инструмент. – М.:
НИИмаш, 1980. – 44 с.
2. Матвеев В. В. Нарезание точных резьб. – М: Машиностроение, 1968. – 113 с.
3. Меньшаков В. М., Урлапов Г. Л., Середа В. С.
Бесстружечные метчики. – М.: Машиностроение,
1976. – 166 с.
4. Рыжов Э. Ф., Андрейчиков О. С., Стежков А. Е.
Раскатывание резьб. – М.: Машиностроение, 1974. –
420 с.
5. Шрон Л. Б., Богуцкий В. Б., Баталин А. С. Методика исследования зон локальной концентрации
напряжений в угловых швах сварных соединений
// Сб. наук. праць СВОМI iм. П. С. Нахiмова. –
2007. – Вип. 2(12). – С. 16–20.
УДК 621.923
Новоселов Ю. К., Ягьяев Э. Э.
НЕЙРОСЕТЕВАЯ ИНФОРМАЦИОННАЯ МОДЕЛЬ ДИАГНОСТИКИ
ПРОЦЕССА ЧИСТОВОГО ШЛИФОВАНИЯ
Діагностика і прогнозування роботи технічної системи в автоматизованому виробництві потребує розробки динамічних моделей, які обчислюють складні багатофакторні фазові та динамічні,
структурні перетворювання в процесі шліфування.
Диагностика и прогнозирование работы технической системы в автоматизированном производстве требует разработки динамических моделей, учитывающих сложные многофакторные фазовые и динамические, структурные превращения в процессе шлифования.
Diagnostics and prognostication of work the technical system development dynamic models taking into
account difficult multifactor phase and dynamic, structural transformations in the process of polishing is
needed in the automated production.
Постановка проблемы. Существует техническая система процесса чистого шлифования,
состоящая из некоторого числа подсистем. Каждая из подсистем системы имеет свои свойства и
характер поведения в зависимости от собственного состояния и внешних условий. Если все
возможные проявления системы сводятся к
сумме проявлений ее компонент, то такая система является простой, несмотря на то, что число ее компонент может быть велико.
Для описания простых систем традиционно
применяются методы анализа, состоящие в последовательном расчленении системы на компоненты и построении моделей все более простых элементов. Таковым в своей основе является метод математического моделирования, в котором модели описываются в форме уравнений,
а предсказание поведения системы основывается на их решении. Современные технические
системы находятся на таком уровне сложности,
когда их наблюдаемое поведение и свойства не
сводятся к простой сумме свойств отдельных
компонент. При объединении компонент в систему возникают качественно новые свойства,
которые не могут быть установлены посредством анализа свойств компонент.
Целью статьи является построение модели
технической системы, описывающей ее поведение и обладающей прогнозирующими свойствами на базе создания экспертной системы физико-механического и нейросетевого моделирования процесса, а также модель, способную во
многих приложениях заменить собой исследуемую систему.
65
В случае процесса шлифования небольшие
отклонения в производительности работы станка, изменения частоты вращения круга, отклонения размеров заготовки могут вызвать качественно новый режим обработки и состояния системы в целом. Образование погрешности вызывает обратное воздействие на режимы работы
компонент, что может привести к серьезным
сбоям.
Состояние системы не может быть в полной
мере получено на основе отдельного анализа,
например, свойств одного элемента технической
системы. Однако в рамках системы, обычный
режим работы этого элемента может приводить
к состоянию неисправной работы.
Системы, в которых при вычленении компонент могут быть потеряны принципиальные
свойства, а при добавлении компонент возникают качественно новые свойства, называют
сложными. Модель сложной системы, основанная на принципах анализа, будет неустранимо
неадекватной изучаемой системе, поскольку при
разбиении системы на составляющие компоненты теряются ее качественные особенности. Выходом из положения является построение модели на основе синтеза компонент.
Основным принципом информационного
моделирования является принцип «черного
ящика». В противоположность аналитическому
подходу, при котором моделируется внутренняя
структура системы, в синтетическом методе
«черного ящика» моделируется внешнее функционирование системы. С точки зрения пользователя модели, структура системы спрятана в
черном ящике, который имитирует поведенческие особенности системы.
Кибернетический принцип «черного ящика»
был предложен [1] в рамках теории идентификации систем, в которой для построения модели
системы предлагается широкий параметрический класс базисных функций или уравнений, а
сама модель синтезируется путем выбора параметров из условия наилучшего, при заданной
функции ценности, соответствия решений уравнений поведению системы. При этом структура
системы никак не отражается в структуре уравнений модели. Согласно принятым функционалам [2], отклик системы может быть описан некоторой функцией F:
Yj(t) = Fj (Xj; Zj(t); Uj(t)),
(1)
где Yj(t) – вектор выходных переменных при j-м
цикле в момент времени t, вектор отклика;
Xj – соответствующий вектор входных переменных, компоненты которого соответствуют количественным свойствам системы;
Zj(t) – вектор параметров состояния технологи-
66
ческой системы при j-м цикле в момент времени t;
Uj(t) – соответствующий вектор управляющих
внешних воздействий;
(2)
Yj(t) = (r; ; T; W; Ra),
где r – радиус заготовки;
 – эксцентриситет;
T – глубина дефектного слоя;
W – волнистость;
Rа – шероховатость поверхности.
Задачей моделирования является идентификация системы, состоящая в нахождении функционального отношения, алгоритма или системы
правил в общей форме:
yп = Фп (zi,j, Xj,Uj).
(3)
Это отношение, воспроизводящее в указанном смысле функционирование системы F, будем называть информационной моделью системы F.
Искусственные нейронные сети (ИНС) являются удобным и естественным базисом для
представления информационных моделей. Нейросеть может быть достаточно формально определена [3], как совокупность простых процессорных элементов называемых нейронами, обладающих полностью локальным функционированием, и объединенных однонаправленными
связями – синапсами. Сеть принимает некоторый входной сигнал из внешнего мира, и пропускает его сквозь себя с преобразованиями в
каждом процессорном элементе. Таким образом,
в процессе прохождения сигнала по связям сети
происходит его обработка, результатом которой
является определенный выходной сигнал. В укрупненном виде ИНС выполняет функциональное соответствие между входом и выходом, и
может служить информационной моделью Фп
системы F.
Определяемая нейросетью функция может
быть произвольной при легко выполнимых требованиях к структурной сложности сети и наличии нелинейности в переходных функциях нейронов [4]. Возможность представления любой
системной функции F с заданной наперед точностью определяет нейросеть, как компьютер
общего назначения. Этот компьютер имеет
принципиально другой способ организации вычислительного процесса – он не программируется с использованием явных правил и кодов в соответствии с заданным алгоритмом, а обучается
посредством целевой адаптации синоптических
связей для представления требуемой функции.
Большинство существующих теоретикоэкспериментальных моделей выделяют какуюлибо часть факторов, оказывающих значимое
влияние на процесс, и отбрасывают незначительно влияющие – на выходные значения.
С другой стороны, синергетическое влияние
большого числа таких факторов на каком-то
этапе может привести к изменению свойств технологической системы – что подтверждается
экспериментально. Обучение нейронной сети
заключается в коррекции всех весовых коэффициентов в сети таким образом, чтобы ошибка
отклика сети была минимальной.
При первоначальном формировании базы
данных по материалу или режимам резания,
объемы обучающих выборок невелики, поэтому
лучше использовать алгоритмы из семейства так
называемого пакетного обучения. При этом
подходе веса в сети корректируются только после предъявления всех примеров из обучающей
выборки.
Особенности задач анализа процессов износа режущего инструмента при механической обработке резанием не исчерпываются выбором
алгоритма обучения. Необходимо учитывать,
что сети, обучаемые на малых выборках, очень
чувствительны к выбору структуры сети. Проблема выбора оптимальной структуры сети является исключительно актуальной. Для решения
этой задачи в работе [5], разработан метод динамической оптимизации структуры многослойной нейронной сети. Суть метода заключается в
том, что создается трехслойная нейронная сеть,
а входной и выходной слои имеют одинаковое
число нейронов, совпадающее с размерностью
данных. Число нейронов скрытого слоя должно
быть меньше, чем во внешних слоях (рис. 1).
Такая сеть называется еще рециркуляционной. Она позволяет сжимать и восстанавливать
проходящие через нее данные. Основная проблема заключается в определении количества
нейронов в скрытом слое. Для этих целей было
применено динамическое добавление нейронов.
Рис. 1. Рециркуляционная нейронная сеть.
Разработан комплексный метод динамической оптимизации структуры нейронных сетей
на примере создания экспертной системы для
прогнозирования процессов износа режущего
инструмента. Для корректного функционирования данной многослойной нейронной сети необ-
ходимо формирование статистической базы
данных по материалу или режимам резания для
создания обучающих выборок, что не всегда
удается выполнить в полном объеме.
Альтернативой традиционным многослойным моделям является переход к нейросетям
простой структуры, но с усложненными процессорными элементами. В частности, можно рассмотреть нейроны высоких порядков, активирующим сигналом для которых является взвешенная сумма входов, их попарных произведений, произведений троек и т.д., вплоть до порядка k.
(k )
.(4)
y = f (W (0) + ∑Wi(1) + ∑Wij(2) + ... ∑Wil...
ik x1 x2 ...xk )
i
i< j
il<i 2<...<ik
Каждый процессорный элемент k-го порядка способен выполнить не только линейное разделение областей в пространстве входов, но
также и произвольное разделение, задаваемое
полилинейной функцией нескольких аргументов. Семейство решающих правил, определяемых нелинейным нейроном, значительно богаче,
чем множество линейно разделимых функций.
Выводы.
Важным достоинством нейронов высокого
порядка является возможность строить нейросетевые модели без скрытых слоев, воспроизводящие широкий класс функций. Такие нейроархитектуры не требуют длительного итерационного обучения, оптимальные веса даются решением уравнений регрессии.
Другой отличительной чертой является возможность эффективной аппаратной электронной
или оптической реализации корреляций высокого порядка.
Применение ИНС с нейронами высокого
порядка дает возможность построения модели
технической системы диагностики процесса
чистового шлифования, обладающей прогнозирующими свойствами без формирования статистической базы данных для создания обучающих выборок.
Дальнейшие исследования на основе предложенной модели будут связаны с разработкой
программного обеспечения и алгоритмов управления.
ЛИТЕРАТУРА
1. Винер Н. Кибернетика, или управление и связь в
животном и машине / Пер. с англ. – 2-е изд. – М.,
1968.
2. Новоселов Ю. К., Ягьяев Э. Э Диагностика операций чистового шлифования / Оптимизация производственных процессов: Сб. науч. тр. Выпуск 10. –
Севастополь, 2007. – С. 52–56.
3. Wasserman P., Neurocomputing. Theory and
practice. – Nostram Reinhold, 1990.
67
4. Горбань А. Н., Россиев Д. А. Нейронные сети на
персональном компьютере. – М.: Наука, 1996.
5. Климов А. Б., Куликов М. Ю., Бахарев В. П., Филимонов А. В. Исследование возможности применения нейронных сетей для описания процессов
износа режущего инструмента из минералокерамики // Межвузовский сборник научных трудов
«Физика, химия и механика трибосистем». Выпуск 4. – Иваново: Изд-во Ивановского государственного университета, 2005. – С. 21–25.
УДК 621.791.725
Мевлют Ш. Т., Полях Д. М., Абдуллаев А. Э.
ЦИФРОВАЯ РЕГИСТРАЦИЯ И ОПРЕДЕЛЕНИЕ СВАРОЧНЫХ
ТЕХНОЛОГИЧЕСКИХ ПАРАМЕТРОВ ЛАЗЕРНОГО ИЗЛУЧЕНИЯ
Запропоновано методику та установку для вимірування діаметра сфокусованого излучення лазера і визначення його кута розходження з цифровою регістрацією зображення й наступною обробкою на комп’ютері. Методика може бути рекомендована для проведення лабораторних робіт в середніх та вищих навчальних закладах.
Предложена методика и лабораторная установка для измерения диаметра сфокусированного
излучения лазера и определения его угла расходимости с цифровой регистрацией изображения и последующей обработкой на компьютере. Методика может быть рекомендована для проведения лабораторных работ в средних и высших учебных заведениях.
The methodic and laboratory equipment for measuring the diameter of focused beams of semiconductor
laser with digital registration of picture and its following treatment on computer is offered by author. The
methodic can be recommended for having laboratory works in secondary and higher educational establishments.
Постановка проблемы. Благодаря уникальным физическим свойствам, лазеры широко
применяются в научных исследованиях, медицине и промышленности [1, с. 186–221, 2, с.
385–470]. Современные учебные программы
включают изучение физических основ лазеров
[3, 4]. Однако на занятиях по физике и специальным техническим дисциплинам рассматриваются физические свойства лазерного излучения: монохроматичность, когерентность, поляризация. Технологические параметры лазерного
луча, такие как угол расходимости, плотность
мощности, имеющие прикладное значение, изучаются крайне редко.
Цель работы – разработать методику измерения диаметра сфокусированного луча лазера и
определения его угла расходимости с применением цифровых технологий.
Одной из особенностей лазера является необычайно острая направленность его излучения
вплоть до предельной дифракционной, что позволяет сфокусировать его в пятно сверхмалых
размеров, диаметром порядка длины волны излучения. Именно это позволяет получить сверхмощные плотности мощности и применять лазеры для обработки любых материалов, проводить
сварку, резку, пробивку отверстий. Под острой
направленностью понимается малая угловая
расходимость излучения лазера, и она является
68
одной из основных характеристик лазерных установок [5].
Существует несколько методов определения
угловой расходимости 6, которые можно разделить на два вида. Один основан на методе
сканирования изображения луча лазера, образованного в фокальной плоскости объектива фотоумножителем через узкую щель. На этом
принципе работают приборы, разработанные в
Сибирском государственном научно-исследовательском институте метрологии [7]. Этот метод имеет высокую точность, однако требует
значительных затрат времени.
Другой метод основан на регистрации и измерении всего фокального пятна, его подробное
описание приводится в работе [8, с. 134–137]. В
фокальную плоскость безабберационной линзы
с фокусным расстоянием f, помещается фотоприёмник и регистрируется изображение, затем
измеряется диаметр пятна лазерного излучения
d на половине уровня полной яркости.
Угловая расходимость вычисляется по формуле:
 = d / f,
(1),
где  – полная угловая расходимость, рад;
d – диаметр пятна, мм;
f – фокусное расстояние линзы, мм.
Однако следует отметить, что регистрация
изображения на фотоплёнку, связана с трудно-
стями обработки фотоматериала и с его фотометрированием. Для повышения точности измерения и снижения времени обработки мы решили использовать цифровую регистрацию диа-
метра пятна. Для отработки данной методики и
постановки лабораторной работы на кафедре
«Сварочное производство» собрана установка,
схема которой приведена на рис. 1.
f
θ
d
1
2
3
4
5
Рис. 1. Оптическая схема измерения диаметра сфокусированного лазерного излучения.
Излучение полупроводникового лазера 1,
угловая расходимость которого измеряется, фокусируется линзой 2 на экран с миллиметровой
линейкой 3. Экран устанавливается в фокальной
плоскости, которая находится методом зрительной трубы. В качестве трубы используется зеркальный фотоаппарат, объектив которого установлен на бесконечность.
Изображение пятна на экране фотографируется цифровым фотоаппаратом 4 в режиме макросъемки. Полученное в цифровом виде изображение переносится в компьютер 5 , где по
специальной программе проводится обработка
изображения и определяется диаметр излучения
на уровне половины от максимальной яркости
(рис. 2).
Рис. 2. Программа обработки изображения и определения диаметра излучения на уровне половины от
максимальной яркости.
В цифровом виде диаметр излучения на
дисплее отображается в пикселях. Чтобы перевести его значение в миллиметры, используется
масштабная линейка, которая тоже зафиксирована на изображении. После определения числа
пикселей (n), приходящихся на 1 мм, находим
диаметр пятна излучения по следующей формуле:
d мм = (d пик × 1 мм) / n пик).
(2)
Полученное значение диаметра пятна подставляется в формулу (1) и находится значение
угловой расходимости. Зная угловую расходимость лазерного луча, и применяя линзу с любым фокусным расстоянием, можно определить
основные сварочные параметры: диаметр сфокусированного пятна – d, его площадь – S, и вычислить плотность мощности:
I = 4P /  d2 Вт/см2,
(3),
где Р – мощность лазерного излучения;
d – диаметр сфокусированного лазерного излучения.
В установке, как видно из приведённой
схемы, используются простые и доступные
элементы, что делает возможным её сборку и
применение не только в вузах, но и в школе.
Применение цифровой технологии позволяет
быстро обработать и наглядно отобразить результаты измерений.
69
Выводы.
1. Разработана методика определения угловой расходимости полупроводникового лазера с
применением цифровой регистрации и обработки изображения.
2. Собрана установка для проведения лабораторных работ и проведения исследований
пространственных характеристик лазерного излучения.
3. Разработанная лабораторная работа рекомендуется для проведения в вузах, техникумах и
школах.
ЛИТЕРАТУРА:
1. Промышленное применение лазеров / Под ред. Г.
Кёбнера / Пер. с англ. – М.: Машиностроение,
1988. – 280 с.
2. Реди Дж. Промышленные применения лазеров /
Пер. с англ. – М.: Мир, 1980. – 680 с.
70
3. Зисман Г. А., Тодес О. М.. Курс общей физики. –
К.: Днiпро, 1994. – Т. 3. – 512 с.
4. Баранов М. Д., Казаков Ю. В., Козулин М. Г. Сварка и резка металлов / Под ред. Казакова Ю. В. –
М.: Академия, 2004. – 400 с.
5. Рыкалин Н. Н., Углов А. А., Зуев И. В., Кокора А. Н.
Лазерная и электронно-лучевая обработка материалов: Справочник. – М.: Машиностроение,
1985. – 496 с.
6. Справочник по лазерной технике / Под ред. Байбородина Ю. В., Криксунова Л. Э., Литвиненко О. Н. –
К.: Технiка, 1978. – 288 с.
7. Валитов Р. А. Измерение характеристик оптических квантовых генераторов. – М.: Изд-во стандартов, 1969. – 184 с.
8. Рагульский В. В. Обращение волнового фронта
при вынужденном рассеянии света. – М.: Наука,
1990. – 186 с.
Раздел 3. ПЕРЕРАБОТКА ВТОРИЧНОГО СЫРЬЯ
В МАШИНОСТРОЕНИИ
УДК 621
Эреджепов М. К., Подзноев Г. П., Абдулгазис Д. У.
ЭКОЛОГИЧЕСКИЕ ПРОБЛЕМЫ ПРИМЕНЕНИЯ НИЗКОЗАМЕРЗАЮЩИХ
ОХЛАЖДАЮЩИХ ЖИДКОСТЕЙ В АВТОТРАКТОРНЫХ ДВИГАТЕЛЯХ
И ТЕХНОЛОГИЧЕСКИЕ РЕКОМЕНДАЦИИ ПО ИХ УТИЛИЗАЦИИ
Проведено розрахунки кількості антифризу, підлягаючого щорічній заміні для охолодних систем
автотракторних двигунів на території АР Крим, які виявили значні обсяги забруднення, яке виділяється у навколишнє середовище. У статті запропоновано методи утилізації антифризу в екологічно
безпечні продукти, які дозволяють одержати економічний ефект від реалізації теплового ефекту.
Проведенные расчеты количества антифриза, подлежащего ежегодной замене для охлаждающих систем автотракторных двигателей на территории АР Крым, выявили значительные объемы
загрязнений, выделяемых в окружающую среду. В статье предложены методы утилизации антифриза в экологически безопасные продукты, позволяющие получить экономический эффект от реализации теплового эффекта.
Conducted calculations of antifreeze amount, subjected to annual change for cooling systems automobile and tractor engines on the territory of Autonomic Republic of Crimea, have revealed the significant
amounts of the pollution, emitted to the environment. In the article methods of utilization of the antifreeze in
ecologically safe goods are offered, allowing to get the economical profit from realization of the heat effect.
Постановка проблемы. Многолетняя практика производства и применения антифризов
показывает, что процесс сбора, утилизации отработанного антифриза не урегулирован. Отсутствуют государственные, отраслевые, региональные и другие нормативные акты регламентирующие данный процесс.
Ситуация усугубляется еще и тем, что наряду с существованием больших и малых предприятий, хозяйств различных форм собственности, связанных с эксплуатацией и ремонтом автотракторной и сельскохозяйственной техники,
большое количество грузовых и легковых автомобилей находится в индивидуальной собственности граждан. На протяжении всего периода
использования антифризов идет неконтролируемое загрязнение окружающей среды отработанным продуктом. Эта проблема особенно актуальна для Крыма.
Анализ исследований. В последние десятилетия в жидкостных охлаждающих системах
двигателей внутреннего сгорания (ОС АТД) автомобилей, тракторов, строительно-дорожной,
сельскохозяйственной техники и др., применяются низкозамерзающие охлаждающие жидкости – антифризы. Антифриз представляет собой
водный раствор этиленгликоля с массовой долей
воды до 30% с антикоррозионными, антивспенивающими, стабилизирующими и красящими
добавками [1]. Массовая доля этиленгликоля в
антифризе в зависимости от его марки может
находиться в пределах 40–70%.
Этиленгликоль относится к вредным веществам [2], а также соответствует третьему классу
опасности [3], при попадании в организм человека может вызвать хроническое отравление с
поражением жизненно важных органов (действует на сосуды, почки, нервную систему), обладает наркотическим действием. Поэтому при
использовании антифризов предусматриваются
специальные меры предосторожности. Отработанную охлаждающую жидкость запрещается
выливать в открытый грунт и в канализацию [1].
После слива из системы охлаждения двигателя
ее необходимо собирать и утилизировать в порядке, установленном в технических условиях
на конкретный вид охлаждающей жидкости. В
Европе и США в последние годы все более часто используется вторичный моноэтиленгликоль
(МЭГ).
В связи с повышающими требованиями к
экологической безопасности и дороговизной
МЭГа, представляется весьма перспективным
использование отработанных антифризов, путем
выделения из них МЭГа [4].
Целью настоящей статьи является обоснование необходимости утилизации отработанного
антифриза на территории АР Крым, а также разработка технологий утилизации этиленгликолевого антифриза.
71
Обоснование необходимости утилизации
антифризов на территории АР Крым. На основе статистических данных о количестве автомобильного транспорта [5–7], тракторов и комбайнов в сельском хозяйстве, на примере АР
Крым, нами был произведен ориентировочный
расчет среднегодового количества отработанного антифриза, сливаемого в окружающую среду
на территории полуострова.
Численность автотракторного парка и сельскохозяйственной техники приведена в таблицах
1 и 2 [5–7].
Таблица 1.
Состав автомобильного транспорта тракторов и комбайнов по АР Крым (на 2006 г.).
Тип машин
Грузовые автомобили
Пассажирские автобусы
Легковые автомобили служебные и такси
Легковые автомобили в личной собственности
Специальные нелегковые автомобили
Пассажирские легковые автомобили
Специальные легковые автомобили
Всего тракторов
Всего комбайнов
Количество единиц
37284
9538
9804
233680
5713
8737
2321
10744
2055
Таблица 2.
Наличие энергоустановок в сельском хозяйстве АР Крым на 2006 г.
Наименование энергоустановок
Двигатели тракторов
Двигатели комбайнов и самоходных машин
Двигатели автомобилей
В основу расчета годового объема антифриза, подлежащего замене, были приняты данные
таблиц 1 и 2. В расчетах были приняты следующие допущения:
- все ОС АТД автомобилей, тракторов и комбайнов заправлялись антифризом;
- для автотракторной техники и комбайнов
выбирался усредненный объем системы охлаждения, ввиду разномарочности техники;
- на основании технических характеристик ан-
Суммарная мощность, кВт
704800
196900
738200
тифриза их средний ресурс – 2 года;
- для автомобилей, работающих в сельском хозяйстве (см. табл. 2), средний заправочный
объем системы охлаждения двигателя ориентировочно выбран – 0,2 литра на одну л.с.
Расчетные данные определения годового
объема антифриза, подлежащего замене, количество единиц автотракторной техники, принятые объемы ОС АТД автомобилей, тракторов и
комбайнов приведены в табл. 3–5.
Таблица 3.
Результаты расчетов годового объема антифриза, подлежащего замене,
для автомобильного транспорта по АР Крым.
Наименование АТС
Грузовые автомобили
Пассажирские автобусы
Легковые автомобили (служебные и такси)
Легковые автомобили в личной собственности
Специальные нелегковые автомобили
Пассажирские легковые автомобили
Специальные легковые автом.
25
25
10
Суммарный
заправочный
объем систем
охлаждения,
л
932100
238450
98040
Годовой объем
антифриза,
подлежащего
ежегодной
замене, л
466050
119225
49020
233680
10
2336800
1168400
5713
8737
2321
25
10
10
142825
87370
23210
71412,5
43685
11605
Количество
единиц
транспорта
Средний заправочный
объем системы
охлаждения, л
37284
9538
9804
Суммарный объем антифриза, подлежащего ежегодной замене – 1929397 л = 1929, 397 м3.
72
Таблица 4.
Результаты расчетов годового объема антифриза, подлежащего замене, для тракторов
и комбайнов, работающих в сельском хозяйстве АР Крым.
Показатели
Трактора
Комбайны
Количество единиц транспорта
Средний заправочный объем системы охлаждения
(ориентировочно)
Суммарный заправочный объем систем охлаждения, л
Ресурс антифриза в системе охлаждения, лет (ориентировочно)
Годовой объем антифриза, подлежащего ежегодной
замене, л
10744
2055
45
50
483480
102750
2
2
241740
51375
Суммарный объем антифриза, подлежащего ежегодной замене – 293115 л = 293,115 м3.
Таблица 5.
Результаты расчетов годового объема антифриза, подлежащего замене,
для автомобилей, работающих в сельском хозяйстве АР Крым.
Наименование энергоустановки
Суммарная мощность двигателей автомобилей, л.с.
Средний заправочный объем
антифриза, приходящийся на
одну л.с. мощности двигателя
Двигатели автомобилей
738200
0,2
Выполненные расчеты показывают:
1. Общий объем антифриза, подлежащего замене, в сельскохозяйственном регионе (см.
табл. 3–5): для тракторов, комбайнов и автомобилей составляет ориентировочно –
440755 л/год или 440, 755 м3/год.
2. Суммируя годовые объемы антифриза, подлежащего замене, по данным табл. 5–7 получим общий объем по всей технике в АР Крым –
2370,152 м3/год, в том числе по автомобильному транспорту АР Крым – 1929, 397 м3/год.
3. В процентах к общему объему антифриза,
подлежащего замене, по АР Крым:
- для грузовых автомобилей – 19,66%;
- для легковых автомобилей личной собственности – 49,30%;
- для тракторов и комбайнов – 12,37%.
Расчетные данные количества антифриза,
подлежащего ежегодной замене, выявили значительные объемы загрязнений, выделяемых в окружающую среду. Следует отметить, что почти
половина потребляемого фонда антифризов в
АР Крым приходится на долю легковых автомобилей, находящихся в личной собственности.
Проведенные нами расчеты свидетельствуют о
необходимости принятия мер по утилизации отработавшего антифриза на территории АР
Крым.
Решение проблемы нам видится, прежде
всего, в создании нормативно-правовой базы, а
непосредственную утилизацию, по нашему мнению, нужно осуществлять на основе энергосберегающих технологий.
Годовой объем антифриза, подлежащего ежегодной
замене, л
147640
Технологические возможности утилизации отработанных охлаждающих жидкостей (антифризов) на основе этиленгликоля.
С технологической точки зрения этиленгликоль
(этилендиол 1,2), с условной формулой
НОСН2СН2ОН, относится к производным углеводородам – диолам (предельным двухатомным
спиртам) с двумя гидроксильными группами. В
промышленных масштабах этиленгликоль получается из этилена (С2Н4) оксидированием на катализаторе или, по аналогичному принципу, прямым галогенированием по обобщенной схеме:
СН2 = СН2 + О2 + катал. =
СН2 ≡ СН2 + Н2О,2Н+ = СН2 – СН2
О2
ОН ОН
Стандартное значение энтальпии реакции
∆Н298 = –507,2 кДж/моль (18,1 Мдж/кг С2Н4), что
свидетельствует о существенном тепловом эффекте процесса оксидирования.
Применяя этот процесс уже к этиленгликолю, то есть подвергая его полному стехиометрическому активному оксидированию в водной
среде, при условной пропорции тосола и воды
50×50, термодинамически возможна полная деструкция углеводородного радикала до простых
соединений СО2 и Н2О по схеме:
С2Н6О2 + 2,5О2 = 2СО2 + 3Н2О ∆Н =
= 1187,2 КДж/моль (19,15 МДж/кг С2Н6О2).
Так, в результате подобного оксидирования
могут быть получены традиционные для процесса горения углеводородов конечные продукты – углекислый газ и вода. Кроме этого, произ73
водится значительное количество теплоты, которая может быть утилизирована в системах парового отопления зданий и сооружений, производства электроэнергии, в газотурбинной или
паро-газотурбинной установках.
Моделируя реакцию оксидирования этиленгликоля по основным термодинамическим
характеристикам в варианте изобарного процесса, можно рассчитать основные параметры процесса утилизации тосола как в случае использования чистого кислорода, так и воздуха. Последний вариант более предпочтителен по экономическим, техническим и технологическим
соображениям.
Используя основные положения термодинамики и теплотехники, идеализированный процесс оксидирования тосола, с целью определения его энергетических возможностей, выглядит
следующим образом.
Стехиометрически на окисление 1 кг этиленгликоля требуется 1290 г кислорода. При
этом будет образовано 1419 г СО2 и 870 г воды.
Общая масса последней, с учетом уже имеющейся в тосоле, составит 1870 г. Если оксидирование вести кислородом воздуха, то в продуктах
процесса будет присутствовать также и азот,
парциальная масса которого составит 3660 г.
Поскольку основными активными агентами
процесса является кислород и этиленгликоль в
водной фазе, скорость взаимодействия их может
быть принята быстрой, кинетика окисления будет определяться в основном скоростью массового растворения кислорода и его концентрацией в жидкой фазе. Растворимость кислорода
воздуха в воде при стандартных условиях находится в пределах 5,75 дм3/м3 или 4,0 г/м3, снижаясь до 2,0 г/м3 при 100°С. Еще ниже растворимость кислорода в самом этиленгликоле. Такое
количество О2 может окислить лишь около 3,1 г
этиленгликоля при стандартных условиях, находящихся в 1 м3 тосола. На окисление же всей
массы этиленгликоля (494,16 кг), находящегося
в 1,0 м3 тосола, потребуется не менее 100 часов,
даже при активном турбоперемешивании воздушно-жидкой реакционной массы.
Более эффективно процесс оксидирования
будет протекать в высоконагретой (выше 700°С)
паро-газовой фазе, состоящей из этиленгликоля,
воды и обогащенного кислородом воздуха, с небольшим избытком (10–15%) последнего относительно стехиометрических пропорций. В достаточно гомогенизированной турбулентной среде достигается высокая степень контактности
этиленгликоля и кислорода в условиях его высокого парциального давления (объемной парциальной концентрации) в водяной паровой
74
«рубашке», соизмеримого с парциальным давление паровой фазы этиленгликоля. Высоким
кинетическим характеристикам процесса способствует также высокая температура реакционной паро-газовой смеси.
При рассчитанном выше тепловом эффекте
окисления одного килограмма этиленгликоля,
составившим 19,15 МДж с учетом средневзвешенных значений молярных теплоемкостей всех
конечных продуктов процесса, температура последних в изобарных условиях составит около
2110 °К (1800°С), что дает основания для вывода об утилизации выделяющейся теплоты в системах отопления или генерации электроэнергии.
Вторым способом утилизации этиленгликолевого антифриза может быть процесс, обратный оксидированию, то есть гидрирование. Однако в этом случае реакция может протекать до
образования уже не этилена, а предельного углеводорода – этана (С2Н6) по обобщенной схеме:
СН2 – СН2 + Н2 + катал. = СН3 = СН3 + Н2О
ОН ОН
Вычисленное значение стандартной энтальпии этой реакции ∆Н298 = 200,8 кДж/моль или
3,24 МДж/кг исходного С2Н6О2. При изобарном
течении процесса температура продуктов гидрирования с учетом их парциального соотношения и соответствующих средневзвешенных значений теплоемкостей составит около 1600 °К
(1300°С), что обусловлено положительным тепловым эффектом преобразования функциональной гидроокисных групп ОН⎯ этиленгликоля в
молекулу воды. Для того чтобы процесс прошел
до конца без промежуточных продуктов – этанола, этилена, ацетилена и пр., необходимо вести процесс при повышенном относительно стехиометрического парциальном давлении водорода в реакционном пространстве. Аналогично
оксидированию, в присутствии большого количества жидкой фазы, кинетика гидрирования
будет определяться скоростью растворения и
концентрацией водорода в воде и этиленгликоле, которые более чем на порядок меньше растворимости кислорода. Поэтому процесс гидрирования также следует вести в паро-газовой турбулентной фазе.
Вследствие весьма низкой растворимости
этана в воде после окончания процесса гидрирования и конденсации паровой фазы в теплообменнике он выделяется в газовую фазу, просушивается и используется как энергоноситель и
сырье для оргсинтеза. Дистиллят очищается от
примесей антифриза с помощью активированного угля или ионным обменом и используется для
технических целей.
Отработанные охлаждающие жидкости на
основе этиленгликоля (антифризы) могут быть
утилизированы способами оксидирования и гидрирования в экологически безопасные продукты
с получением экономического эффекта от реализации значительной тепловой энергии в технологических процессах теплового водоснабжения,
выработки электроэнергии оргсинтеза и др.
Выводы. В статье проведено обоснование
необходимости утилизации отработанного антифриза на территории АР Крым, а также разработана технология утилизации на основе энергосберегающих технологий. Вместе с тем немаловажное значение следует отнести также и к
созданию комплексной нормативно-правовой
базы, регулирующей данный процесс.
ЛИТЕРАТУРА
1. ГОСТ 28084-89 (СТ СЭВ 2130-80). Жидкости охлаждающие низкозамерзающие. Общие технические условия. Государственный комитет СССР по
стандартам. – М.: Издательство стандартов, 1989. –
21 с.
2. ГОСТ 19710-83. Этиленгликоль. Технические условия. Межгосударственный стандарт. – М.: Издательство стандартов, 1989. – 13 с.
3. ГОСТ 12.1.007-76. Вредные вещества. Классификация и общие требования безопасности. Государственный комитет СССР по стандартам. – М.:
Издательство стандартов, 1976. – 5 с.
4. Новые химические технологии. Аналитический
портал
химической
промышленности.
http://newchemistry.ru/letter.php?n_id=342&cat_id=5.
5. Статичний збірник. Регіони. Автономної Республіки Крим 2006 / За ред. В. І. Колесник. – Сімферополь: Головне управління статистики в АР
Крим, 2007. – 308 с.
6. Робота та використання автомобільного транспорту підприємств по регіонах АР Крим за 2006 рік.
Статистичний збірник / За ред. О. І. Пітюренко. –
Сімферополь: Головне управління статистики в
АР Крим, від 31.05.2007. – 117 с.
7. Наявність тракторів, сільскогосподарских машин
та енергетичних потужностей Статичний збірник /
Під редакцією О. Я. Щербакові. – Сімферополь:
Головне управління статистики в АР Крим, вих.
№ 03-8.1/136а, 2007. – 35 с.
УДК 669.35.002.8:66.094.3.094.72
Куркчи Э. У.
ЭЛЕКТРОХИМИЧЕСКАЯ ПЕРЕРАБОТКА ОТХОДОВ ПСЕВДОСПЛАВА
W-CU-NI АНОДНЫМ ОКИСЛЕНИЕМ В РАСТВОРАХ НИТРАТОВ
ЩЕЛОЧНЫХ МЕТАЛЛОВ
Розглянуто технічні питання електрохімічної переробки відходів псевдосплаву W-Cu-Ni анодним
окисленням в розчинах нітратів лужних металів. Визначені оптимальні концентрації розчинів нітрату калію (100,0–250,0 г/л), забезпечуючи значний вихід по струму 115,3–186,2% псевдосплаву з питомою витратою електроенергії 4,33–5,96 кВт/ч на кг перероблених відходів. Вказані технологічні
параметри роздільного витягання з оксидного осаду товарних WO3 і окисленого мідно-нікелевого
концентрату.
Освещены технические вопросы электрохимической переработки отходов псевдосплава W-Cu-Ni
анодным окислением в растворах нитратов щелочных металлов. Определены оптимальные концентрации растворов нитрата калия (100,0–250,0 г/л), обеспечивающие высокие выхода по току 115,3–
186,2% псевдосплава с удельным расходом электроэнергии 4,33–5,96 кВт/ч на кг переработанных
отходов. Указаны технологические параметры раздельного извлечения из оксидного осадка товарных WO3 и окисленного медно-никелевого концентрата.
The technical questions of the electrochemical processing of wastes of pseudoalloy of W-Cu-Ni are
lighted up by anodal oxidization in solutions of nitrates of alkaline metals. The optimum concentrations of
solutions of nitrate of potassium (100,0–250,0 g/l), providing high output on a current 115,3–186,2% of
pseudoalloy with the specific expense of electric power of 4,33–5,96 on the kg of processed wastes. The
technological parameters of separate extraction are indicated from oxide sediment of commodity WO3.
Постановка проблемы. Вольфрам и
вольфрамовые сплавы находят широкое применение в отечественной промышленности для
производства металлорежущих твердосплавных
инструментов, высокотемпературных электроконтактов, крючков и пружин генераторных
ламп, а также других, не менее важных изделий
[1, с. 224–251]. Однако в Украине собственной
первичной сырьевой базы для производства
вольфрама и его сплавов не имеется, а приобретение готового порошка вольфрама из России –
основного продавца этого вида продукции на
75
украинском рынке, ограничивается высокой рыночной стоимостью [2]. В связи с этим представляется актуальным комплексная переработка различных видов трудноперерабатываемых
отходов вторичного вольфрамсодержащего сырья, в частности, отходов псевдосплава W-Cu-Ni
(ВНМ), образуемых в процессе изготовления и
эксплуатации роторов гидроскопов, противовесов к рулям управления самолетов, сопел ракет,
экранов для защиты от проникающих излучений
и контейнеров для хранения радиоактивных
изотопов.
Анализ публикаций. В научной литературе
известны работы по электрохимической переработке обсуждаемых отходов, основополагающей
стадией которой является анодное окисление,
обеспечивающее перевод металлов в оксидный
осадок, состоящий из субоксида (W3О), а также
гидроксидов (оксидов) меди и никеля с последующим раздельным их извлечением с применением растворов азотной кислоты [3, 4]. Однако в этих работах в качестве контролирующих
параметров используют только плотность тока и
концентрацию исходных растворов. В качестве
последних применяют только растворы нитрата
натрия, что ограничивает их применение.
Целью настоящей работы явилось расширение ассортимента электролитов, применяемых
на стадии анодного окисления отходов вольфрама, легированного медью, и никеля.
Для достижения указанной цели были проведены исследования по электрохимической переработке отходов псевдосплава анодным их
окислением в растворах нитрата щелочных металлов – лития, натрия и калия.
Опыты проводили в винипластовой ванне
емкостью 0,5 л при анодной плотности тока
4000 А/м2 в широком интервале изменении концентрации нитрата от 50 до 250 г/л. Общий объем раствора – 1,0 л; скорость циркуляции оборотного раствора через ванну – 10 л/ч. Электродами служили отходы псевдосплавов в виде
пластин следующего усредненного состава, %
масс: W – 42,63; Cu – 55,4; Ni – 1,97.
В табл. 1 приведены данные по влиянию
природы раствора нитрата щелочного элемента
на анодное окисление отходов, которое сопровождается извлечением металлов в оксидный
осадок.
Анализ этих данных показывает, что растворы нитрата лития и натрия одинаковых концентраций практически не влияют на степень
извлечения вольфрама (в виде W3О), Cu(II) и
Ni(II) в оксидный осадок, который составляет
соответственно 98,53; 99,9 и 99,0…99,5%. Высокое извлечение Cu(II) и Ni(II), равные соот76
ветственно 99,7 и 100%, наблюдается также в
растворе нитрата калия. Однако в этом случае
вольфрам переходит не только в нерастворимый
осадок, но и в обратный раствор по причине
приращения в нем ОН – ионов. Это объясняется,
по видимому, протеканием побочной реакции
частичного восстановления нитратов – ионов
NO3– + 7H2O+8ē = NH4OH+9OH– [5], которое
придает раствору щелочной характер, в котором
вольфрам находится в шестивалентном состоянии в виде вольфрама аммония и калия [1].
Данные табл. 2 показывают, что аналогичное распределение вольфрама между раствором
и оксидным осадком наблюдается также в растворах нитрата калия различных концентраций.
При этом увеличение концентрации нитрата калия с 50,0 до 250,0 г/л приводит к увеличению
содержания вольфрама как в оборотный раствор
с 9,4 до 38,9 г/л, так и в субоксид с 14,04 до
48,12…49,74 г/л. Что же касается извлечения
меди и никеля в оксидный осадок, то оно составляет соответственно 92,16…98,13 и 100,0% масс.
Для определения удельного расхода электричества (σспл.) на 1 г перерабатываемого псевдосплава по продуктам его превращения – субоксида, вольфрамата, гидроксидов меди и никеля применяем следующее выражение [5]:
1
1
σ спл 
p W ω W3O 

q W3O
qWрор
, А.ч/г (1)
1
1
 pW ω Wрор 
pCu 
p Ni
qCu
q Ni
где pW, pCu, pNi процентное содержание вольфрама, меди и никеля в отходах, подвергнутых
анодному окислению;
qWзО, qр-ор, qСu, qNi – электрохимические эквиваленты масс вольфрама, превращенные в субоксид и растворимые вольфраматы, а также в малорастворимые гидроксиды меди(II) и никеля(II);
ωWзО и ωр-ор – массовые доли вольфрама, превращение в субоксид и вольфраматы.
Электрохимические эквиваленты для псевдосплава, меди и никеля определяли по известным соотношениям:
qспл = 1/σспл г/А.ч
(2)
qCu 
M Cu
 1,186 г/А.ч
zF
(3)
M Ni
 1,095 г/А.ч,
(4)
zF
где М – соответственно моль-атомные массы
меди и никеля;
F – число Фарадея, равное 26,8 А.ч/г-экв.
Значение электрохимического эквивалента
вольфрама, в зависимости от вида конечного
вещества, в который он окисляется, рассчитываqN i 
ли по уравнениям:
M W3O
 1,186 г/А.ч ;
q W3O 
0,667  F
MW
 1,143 г/А.ч ,
(6)
6 F
где 0,667 и 6 – соответственно валентные состояния вольфрама в субоксиде и вольфрамате.
qW 
(5)
Таблица 1.
Влияние природы раствора нитрата щелочного элемента на извлечение металлов
в оксидный осадок в процессе переработки отходов псевдосплавов W-Cu-Ni.
ДА – 4000 А/м2, ДК = 3040А/м2; τ – 5 ч.
0,07
0,07
38,00
W в виде
W3O
3,5
5,0
98,5
2,9
5,0
98,5
2,1 не обн. 49,7
Ni(II)
51–64
40–56
32–70
рН оборотного
раствора
в конце
опыта
13,80
13,60
13,85
Извлечение металла в оксидный осадок, % масс
Cu(II)
LiNO3
NaNO3
KNO3
Температура,
ºС
Ni (II), г/л
Среднее
напряжение
на ванне, В
8,6
8,3
10,0
Cu(II), мг/л
Состав оборотного раствора
Условия электролиза
WO3, г/л
Природа
нитрата
щелочного
элемента
99,90
99,90
95,76
99,9
99,5
100,0
Масса
окисленных
отходов, г
Масса
оксидного
осадка, г
85,0
92,0
70,0
105,6
115,0
68,0
Таблица 2.
Влияние концентрации нитрата калия на извлечение металлов в оксидный осадок
в процессе электрохимической переработки отходов псевдосплава W-Cu-Ni.
ДА = 4000 А/м2; ДК = 3040 А/м2; τ = 5 ч.
Условия электролиза
№
п/п С
KNO3
г/л
1.
2.
3.
4.
5.
Среднее
напря
жение
на
ванне,
В
50,0
100,0
150,0
200,0
250,0
8,0
9,3
10,0
11,5
10,6
t°С
рН оборотного
раствора
43–48
30–60
34–69
32–70
33–71
13,85
13,90
13,89
13,85
13,80
Объем
раствора
в конце
опыта, л
0,95
0,90
0,68
0,60
0,60
Масса
окисленных
отходов
псевдосплава, г
21,0
50,0
60,0
70,0
76,2
Массовые доли вольфрама ωWзО и ωр-ор определяли отношением масс вольфрама, израсходованных на образование субоксида и вольфрамата к общей его массе, подвергнутой окислению (mwобщ.)
m W3O
m W3O
ω W3O 

(7)
m W3O  m Wр  ор
m Wооб
ω Wр  ор 
m Wр ор
m W3O  m W р ор

m Wр ор
m Wооб
,
(8)
где mWобщ. = mспл · рW;
mWзО = mспл. · pW · ωW;
(9)
ωWзО – степень извлечения вольфрама – в виде
W3O в оксидный осадок.
Массу вольфрама, которая в процессе анодного окисления отходов псевдосплава перехо-
Масса
получе
нного
оксидного
осадка, г
18,0
40,5
53,0
68,0
69,0
Состав оборотного
раствора
Извлечение металлов в оксидный
осадок, %
WO3 Cu(II)
г/л мг/л
Ni(II)
мг/л
W в Cu(II) в Ni(II) в
виде виде
виде
W3O Cu(ОН)2 Ni(OH)2
9,4
19,5
26,5
38,0
38,9
не обн.
не обн.
не обн.
не обн.
не обн.
14,04
21,10
40,94
49,74
48,12
1,9
6,9
3,9
2,1
2,0
97,16
98,13
92,16
95,76
96,10
100,0
100,0
100,0
100,0
100,0
дила в оборотный раствор в виде WO3, определяли по формуле:
V C
m Wрор 
,
(10)
K
где V – объем оборотного раствора, л;
С – массовая концентрация WO3 в растворе, г/л;
K – коэффициент перехода вольфрама в WO3.
Теоретически возможная масса отходов
анодного окисления, определялась по формуле:
mтеор.спл.  qспл  I  τ ,
где I – токовая нагрузка электролизера, А;
 – продолжительность процесса, ч.
Выход по току для сплава
m спл.факт
Вm спл 
 100 %
m спл.теор
(11)
77
Выход вольфрама по току для образования
субоксида W3O:
m W3Oффак
Вm W3O 
 100 % 
q W3O  I  τ
(12)
m  pW  ω W
 спл
 100 %
q W3O  I  τ
Выход вольфрама по току для образования
растворимого вольфрамата в оборотном растворе:
m Wр  ор факт
 100 % 
Вm Wр  ор 
q Wр  ор  I  τ
(13)
V C

 100 %
1,26  q Wр  ор  I  τ
Выход меди по току:
m Cu факт
Вm Сu 
 100 % 
q Cu  I  τ
m  p  ω Cu
 спл Cu
 100 %
q Cu  I  τ
Выход никеля по току:
m Ni факт
Вm Ni 
 100 % 
q Ni  I  τ
(15)
mспл  p Ni  ω Ni
 100 %
q Ni  I  τ
Фактический удельный расход электроэнергии (Wфакт.) на 1 г. псевдосплава:
100  VB
Wфакт 
, кВтч/кг,
(16)
qспл  Вm спл
где VB – напряжение на электролизере, В.
В табл. 3 приведены значения удельного
электричества (σспл.) и электрохимического эквивалента отходов псевдосплава, рассчитанные
по (1) и (2) в исследованном интервале концентраций растворов нитрата калия.

(14)
Таблица 3.
Значения удельного электричества (σспл.) и электрохимического эквивалента отходов псевдосплава.
С KNO3 , г/л
50,0
100,0
150,0
200,0
250,0
σспл., А.ч/г
0,784
0,738
0,710
0,732
0,692
Пользуясь приведенными в этой таблице
значениями qспл. и электрохимическими эквивалентами qWзО, qWр-ор, qСu, и qNi, определенные по
(3–6), были рассчитаны по (11–16) выход по то-
qспл., г/А.ч
1,276
1,355
1,408
1,366
1,483
ку для сплава (Вmспл.) и составляющих его компонентов вольфрама по току для субоксида
(BmWзО) и вольфрамата (ВmWр-ор.), меди (ВmCu) и
никеля (ВmNi) (рис. 1).
Рис. 1. Зависимость выхода по току для отходов псевдосплава (Вmспл) и составляющих его металлов.
Результаты этих расчетов показывают, что с
увеличением концентрации нитрата калия с 50,0
до 250,0 г/л выход по току для сплава возрастает
с 51,7 до 166,2%. Это влечет за собой повышение выхода по току также для составляющих его
78
компонентов – вольфрама для субоксида с 0,3 до
4,0% (кривая BmWзО) и вольфрамата с 19,35 до
50,6% (кривая ВmWр-ор), меди с 30,0 до 106,8%
(кривая ВmCu) и никеля с 1,8 до 4,3% (кривая
ВmNi). Наблюдающаяся тенденция превышения
выхода по току для сплава и меди объясняется
более высокой окисляемой способности меди,
которая окисляется не только по электрохимическому, но и по химическому механизму [6].
При этом выход по току для сплава оказался
равным в приближенной форме сумме выходов
по току для составляющих его компонентов
(Вmспл. = BmWзО + ВmWр-ор + ВmCu + ВmNi), которая составляла в оптимальном режиме концен-
трации нитрата калия (100,0–250,0 г/л) 113,63–
165,18%. В этих условиях удельный расход
электроэнергии составляет 4,33–5,96 кВт ч. на 1
кг окисляемого сырья (рис. 2). Оксидный осадок, полученный в результате анодного окисления отходов псевдосплава, могут быть успешно
переработаны с получением товарных продуктов – WО3 и медно-никелевого концентрата по
технологической схеме, описанной в работе [4].
Рис. 2. Зависимость удельного расхода электроэнергии от концентрации нитрата калия.
Выводы.
1. Обоснована возможность электрохимической
переработки отходов псевдосплава анодным
их окислением в растворах щелочных металлов – лития, натрия и калия.
2. Установлено, что при применении растворов
нитрата калия окисленный вольфрам распределяется между оборотным раствором в виде
вольфрамата и оксидным осадком, в котором
он находится в виде субоксида.
3. Рассчитаны электрохимические эквиваленты
и выхода по току для сплава и составляющих
его компонентов. Экспериментально найдено, что анодное окисление лучше всего протекает в растворах, содержащих 100–200 г/л
нитрата калия. Эти растворы обеспечивают
выход по току для псевдосплава 115,3–
116,2% и удельный расход электроэнергии
4,33–5,96% кВт/ч на кг перерабатываемых
отходов.
4. Указаны технологические параметры раздельного извлечения из оксидного осадка товарных WО3 и окисленного медно-никелевого концентрата.
ЛИТЕРАТУРА
1. Зеликман А. Н., Никитина Л. С. Вольфрам. – М.:
Металлургия, 1978. – 415 с.
2. Новиков Н. В., Прокопив Н. М., Харченко О. В. и
др. Влияние термокомпрессионной обработки на
стружку для черновой обработки вагонных осей //
Современные технологии в машиностроении. [К
юбилею Ф. Я. Якубова]: Сборник научных статей /
Под общей редакцией А. И. Грабченко. – Харьков: НТУ «ХПИ», 2007. – С. 305–323.
3. Куркчи Э. У., Якубов Ф. Я., Куркчи У. М. и др.
Современное состояние и перспективы развития
электрохимической переработки вольфрамсодержащих отходов твердых сплавов // Ученые записки Крымского инженерно-педагогического университета. Выпуск 6. Технические науки. – Симферополь, НИЦ КИПУ, 2006. – С. 50–56.
4. Куркчи Э. У., Якубов Ф. Я., Куркчи У. М., Валиев
Э. В. Электрохимические аспекты комплексной
переработки отходов псевдосплава вольфрама,
легированного медью и никелем / Тезисы докладов научно-практической конференции. – Алушта,
Крым, Украина, 27–30 октября 2002. – С. 99–101.
5. Флеров В. Н. Сборник задач по прикладной электрохимии. – Изд. 2-е: перераб. и доп. – М.: Высшая школа, 1976. – 240 с.
6. Меметова А. С., Куркчи У. М. Комплексная переработка медьсодержащих биметаллических отходов анодным окислением в растворах нитратов
щелочных металлов // Ученые записки Крымского
инженерно-педагогического университета. Выпуск 6. Технические науки. – Симферополь: НИЦ
КИПУ, 2006. – С. 57–60.
79
УДК 628.477.6
Куркчи У. М., Акуличев Ю. Ф.
УТИЛИЗАЦИЯ ВЫБРОСНЫХ РАСТВОРОВ ТРАВЛЕНИЯ
ГАЛЬВАНИЧЕСКОГО ПРОИЗВОДСТВА
Відпрацьовані технологічні параметри утилізації викидних розчинів витравлення гальванічного
виробництва цементацією міді металевим залізом. Запропонована технологічна схема цементаційної переробки вказаних розчинів, що забезпечує практично повне вилучення міді в цементний осад і
отримання маточних розчинів, придатних для загачування щільно-міцних водонепроникних бетонів.
Отработаны технологические параметры утилизации выбросных растворов травления гальванического производства цементацией меди металлическим железом. Предложена технологическая
схема цементационной переработки указанных растворов, обеспечивающая практически полное извлечение меди в цементный осадок и получение маточных растворов, пригодных для затворения
плотно-прочных водонепроницаемых бетонов.
The technological operation factors of emission solution’s utilization are worked off in this article together with the galvanic industry and copper cementation. The technological scheme of cementation processing of pointed solutions providing almost the full extraction of cooper into cement sediment and getting
mother waters suitable for tempering solid watertight concrete has been proposed in the article too.
Постановка проблемы. Анализ публикаций. Быстрое развитие электронной промышленности вызывает непрерывный рост объемов
гальванического производства, отличающегося
вредными условиями труда и большим количеством отходов в виде отработанных металлсодержащих растворов.
В зависимости от технологических процессов травильного растворения печатных плат и
металлизации диэлектриков эти отходы представляют собой утратившие свои потребительские свойства медные, цинковые, никелевые,
хромовые, кадмиевые и др. металлсодержащие
растворы, которые после их выработки вывозятся из технологического цикла и подвергаются
нейтрализации [1, с. 133–138].
Полученный при этом шлам, состоящий из
гидроксидов, основных солей и карбонатов соответствующих солей, после обезвоживания
может быть использован для получения стройматериалов, керамики и ферритов. Однако чаще
всего этот шлам не используется, а вывозится на
городские свалки и подвергается захоронению
[2].
По данным работы [3, с. 65] в бывшем СССР
ежегодно в окружающую среду выбрасывалось
до 1 км3 металлсодержащих сточных вод гальванических производств, содержащих порядка
50 тысяч тонн цветных и др. металлов, 100 тысяч тонн кислот и щелочей, из которых 25–30%
попадали в водные бассейны.
Практическая значимость утилизации этих
отходов не ограничивается только ценными потребительскими свойствами полученных при
этом металлов, но в большей степени диктуется
экологическими соображениями, поскольку со-
80
ставляющие их компоненты, являясь токсичными, наносят непоправимый вред природе и здоровью населения. Медициной накоплен огромный материал, свидетельствующий о том, что
катионы
меди(II),
цинка(II),
хрома(VI),
кадмия(II), свинца(II) и др. металлов, попадая в
трофические цепи животных и растений, нарушают работу кальмодулина – одного из основных
регуляторов жизнедеятельности организма. Они
играют решающую роль в патогенезе болезней
сердца, мозга, печени, в возникновении раковых
опухолей и мутагенных эффектов [4, с. 19–27; 5,
с. 291–294].
По результатам проведенного нами поиска
патентной и научно-технической информации о
техническом уровне и тенденциях развития технологии в области утилизации отходов гальванического производства выявлено, что наиболее
перспективным направлением является электрохимическая переработка отработанных металлсодержащих растворов [6].
Целью настоящей работы явилась утилизация выбросных травильных растворов гальванического производства.
Для достижения этой цели были проведены
исследования по отработке технологических параметров этого процесса цементацией меди, образуемой по реакции Fe0 + Cu2+ = Cu2+Fe2+. Опыты проводили по методике, описанной в работе
[7], но в более широком интервале изменений
концентраций меди(II), объема травильных растворов, температуры, рабочей поверхности цементатора и продолжительности процесса.
Данные по влиянию концентрации меди(II)
в растворах травления на скорость выделения меди на железных пластинах приведены на рис. 1.
Рис. 1. Влияние концентрации меди(II) на скорость анодного растворения железа и катодного осаждения
меди. Sпластин – 50 см3, τ – 2 ч, t – 25°С, Vр-ра – 1 л.
Как видно, изменение концентрации меди(II) в травильных растворах в пределах 24,3–
250 г/л влияет на скорость анодного растворения
железа (кривая I) и катодного осаждения меди
(кривая II), которые возрастают с 24,3 до 80,4 г/л
с увеличением содержания меди(II) в исходных
растворах, а затем, после достижения максимальных величин, сильно снижаются по мере
перехода к более концентрированным растворам, содержащим до 250 г/л меди(II). При этом в
области активного растворения железа и осаждения меди и вплоть до достижения предельных
их скоростей, что наблюдается в растворах, содержащих 24,4–80,4 г/л, продуктом реакции является рыхлая порошкообразная медь, которая
под действием силы тяжести легко отрывается
от поверхности цементатора, обеспечивая таким
образом доступ катионов меди к катодным участкам восстановителя. Это хорошо согласуется с
общими закономерностями кинетики гетерогенных процессов, протекающих в диффузной области, когда скорость анодного и катодного
процессов из растворов относительно низких
концентраций контролируется доставкой ионов
к катодным участкам и их отводом от анодных
участков восстановителя.
После достижения предельных скоростей
анодного растворения железа и катодного осаждения меди (Сu2+ = 75–85 г/л) процесс цементации меди из более концентрированных растворов (Сu2+ = 85–250 г/л) сопровождается образованием более плотных слоев цементной меди,
что снижает скорость электродных процессов
из-за диффузионных затруднений проникновения ионов электролита через поры цементного
осадка к поверхности цементатора и обратно в
объем раствора. Тот факт, что скорость анодного
растворения железа заметно превышает скорость
катодного осаждения меди свидетельствует от
том, что процесс цементации меди на железе сопровождается протеканием побочной реакции
восстановления катионов водорода (2Н2+ = Н2).
Анализируя вышеизложенное и др. данные
рис. 1 можно прийти к выводу, что процесс цементации меди на железе лучше всего проводить из выбросных растворов, содержащих не
более 85–100 г/л Cu(II), обеспечивающих условия снижения диффузионных сопротивлений
проникновения ионов электролитов через поры
цементной меди к поверхности цементатора и,
как следствие этого, высокую скорость цементационного осаждения меди. Повышение температуры с 30 до 70°С заметно ускоряет процесс
цементации меди на железе и улучшает кристалличность полученной цементной меди. Однако этот процесс протекает при относительно
низких значениях температурных коэффициентов анодного растворения железа (γанод = 1,2) и
катодного осаждения меди (γкатод = 1,3).
С целью повышения массопередачи были
изучены влияние величины рабочей поверхности железного цементатора на степень извлечения меди из исследуемых медьсодержащих растворов. Полученные в этих опытах данные показали, что при прочих равных условиях увеличение площади соприкосновения железных пластин с 45,6 до 261,6 см2 приводит к повышению
извлечения меди в цементный осадок с 19,2 до
99,75% масс (табл. 1). При этом производительность анодного растворения железа и катодного
растворения меди, выраженная в г/мл × мин, в начале повышается в линейной форме в интервале
отношений поверхности цементатора и объема
раствора (S/V) 0,09–0,4 см2/мл, а затем посте81
пенно снижается, приближаясь к постоянной величине 1,3·10–3г/мл × мин при соотношениях
S/V, равных 0,4–0,6 см2/мл. Это обеспечивает
предельно возможную производительность процесса за счет снятия диффузионных ограничений и высокий выход меди в цементный осадок.
Таблица 1.
Зависимость результатов цементации меди на железе от площади поверхности пластин и V/S.
Vобщий – 0,5 л; τ = 30 мин; Vцирк.р-ра – 4,8 л; Cu2+исх. = 48,8 г/л.
№
п/п
Количество железных
пластин
S железных пластин, см2
V/S,
мл/см2
t, ºС
1.
2.
3.
4.
5.
2
4
6
10
12
45,6
91,2
136,8
216
261,6
11:1
5,5:1
3,7:1
2,3:1
1,91:1
25–27
25–30
25–32
25–34
25–35
На основании обобщения проведенных исследований определены следующие оптимальные параметры цементации меди из выбросных
травильных медьсодержащих растворов на железе: Cu(II) – 25–80 г/л; t – 17–90ºC; S/V > 0,4
см2/мл, τ – 30÷90 мин. В этих оптимальных условиях снят материальный баланс цементации
меди на железных стружках. При этом извлечение меди из отработанного раствора в цементный осадок оказался близким к 100%. Удельный
расход железной стружки на 1 г. цементной ме-
рН
Масса
растворенного
железа, г
Масса
осажденной
меди, г
0,88
0,90
0,95
0,96
0,95
4,08
8,30
11,37
19,90
22,00
4,70
9,13
12,89
22,57
24,34
ИзвлечеУдельние меди
ный расв цементход желеный осаза, г/г Cu
док, %
19,20
0,91
34,40
0,91
53,20
0,88
92,50
0,88
99,75
0,90
ди составил 0,91 г. Содержание меди в цементном осадке – 86,2% масс. Такая цементная медь
может быть использована в качестве металлургического лома или переплавлена на чистый марочный металл. Полученный при этом маточный
раствор, содержащий до 48,2 г/л Fе2+, может
быть использован для затворения плотнопрочных водонепроницаемых бетонов. Технологическая схема извлечения меди из отработанных медьсодержащих растворов цементацией
приведена на рис. 2.
Медьсодержащие отработанные растворы
Н2О
Приготовление растворов
Fе
Цементация
Цементная медь
Промывные воды
Промывка
Сушка
Цементная медь в виде порошка
Переплавка
Чушковая медь
Железосодержащий
раствор
В емкости для приготовления непроницаемых бетонов
К потребителю
Затравливание
К потребителю
К потребителю
Рис. 1. Технологическая схема извлечения меди из отработанных медьсодержащих растворов цементацией.
82
Выводы. Нами были проведены исследования по отработке технологических параметров
утилизации выбросных растворов травления
гальванического производства цементацией меди металлическим железом.
На основе обобщения полученных данных
определены оптимальные параметры процесса,
при которых медь практически полностью переходит в цементный осадок. Полученные при
этом маточные растворы, содержащие до 48,1
г/л Fe(II) в виде FeCl2 могут быть использованы
для затворения плотно-прочных водонепроницаемых бетонов.
ЛИТЕРАТУРА
1. Жуков А. И., Монгайт И. Л., Родзиллер И. Д. Методы очистки производственных сточных вод:
Справочное пособие. – М.: Стройиздат, 1977. –
208 с.
2. «Очистка промышленных стоков». Республиканская комплексная программа 82.22. Постановления Совета Министров Литовской ССР № 125 р.
3.
4.
5.
6.
7.
от 22 марта 1982 г. и № 236 р. от 22 июня 1983 г. –
21 с.
Бондарев В. В., Скорняков В. В. Очистка природной воды и стоков металлообрабатывающих заводов. Обзорная информация. – М.: ВНИИцветмет
экономики и информатики, 1990.
Cheung W. Y. Calmodulin plays a private role in celluler regulation. – V. 207. – Science, 1980.
Silbergelol E. K. Current status of neuro toxicology,
basic and applied. – V. 5– Trends NEURO Sei, 1982.
Чуриков Б. Т., Куркчи У. М., Ли С. М. и др. Отчет
о патентных исследованиях и «Способы и устройства для очистки и извлечения цветных металлов
(Cu, Cr, Ni, Zn, Cd и др.) из гальванических растворов, шламов и др. промстоков с выдачей актуальных направлений их переработки». Тема № 1492-3/14. – Алмалык: Среднеазнипромцветмет,
1982. – 200 с.
Куркчи У. М., Акуличев А. Ф. Отчет по теме №
1283 «Исследование и разработка экологически
чистой технологии извлечения меди из отработанных медьсодержащих растворов». – Симферополь, КИПКС, 1995. – 27 с.
83
НАШИ АВТОРЫ
Абдулгазис Азиз Умерович – аспирант кафедры эксплуатации и ремонта автомобилей
КИПУ
Абдулгазис Дилявер Умерович – преподаватель кафедры технологии машиностроения
КИПУ
Абдулгазис Умер Абдуллаевич – доктор технических наук, профессор, заведующий
кафедрой эксплуатации и ремонта автомобилей КИПУ
Абдуллаев Асан Эхатович – преподаватель кафедры технологии и оборудования
сварочного производства КИПУ
Акуличев Юрий Федорович – кандидат технических наук, доцент кафедры химии НАПКС
Андрейчук Александр Владимирович – магистрант кафедры эксплуатации и ремонта
автомобилей КИПУ
Аппазов Билял Меметович – магистрант кафедры эксплуатации и ремонта автомобилей
КИПУ
Бабицкий Леонид Федорович – доктор технических наук, профессор, академик ПТ АН
Украины, заведующий кафедрой механизации, энергетики и технического сервиса Южного
филиала «Крымский агротехнологический университет» Национального Аграрного
Университета
Баталин Александр Сергеевич – генеральный директор ООО «Завод Фиолент», кандидат
технических наук, доцент Севастопольского национального технического университета
Богуцкий Владимир Борисович – старший преподаватель кафедры технологии
машиностроения Севастопольского национального технического университета
Галух Владимир Иванович – кандидат технических наук, доцент, доцент кафедры
технологии машиностроения КИПУ
Изидинов Адиль Серверович – аспирант кафедры кибернетики и вычислительной техники
Севастопольского национального технического университета
Канареев Феликс Николаевич – кандидат технических наук, доцент кафедры технологии
машиностроения Севастопольского национального технического университета
Клец Дмитрий Михайлович – аспирант кафедры технологии машиностроения и ремонта
машин Харьковского национального автомобильно-дорожного университета
Куклин Владимир Алексеевич – аспирант кафедры механизации, энергетики и
технического сервиса Южного филиала «Крымский агротехнологический университет»
Национального Аграрного Университета
Куркчи Усеин Мустафаевич – доктор технических наук, профессор, заведующий кафедрой
химии и физики КИПУ
Куркчи Эмиль Усеинович – преподаватель кафедры технологии машиностроения,
заведующий лабораторией кафедры химии и физики КИПУ
Мевлют Шевхий Тевабильевич – доцент кафедры технологии и оборудования сварочного
производства КИПУ
Новоселов Юрий Константинович – доктор технических наук, профессор, заведующий
кафедрой технологии машиностроения Севастопольского национального технического
университета
Нуриев Ен-Эли Абдураманович – старший преподаватель кафедры технологии
машиностроения КИПУ
Падерин Владимир Николаевич – кандидат технических наук, доцент, доцент кафедры
технологии машиностроения КИПУ
84
Подзноев Геннадий Петрович – кандидат геолого-минералогических наук, доцент кафедры
эксплуатации и ремонта автомобилей КИПУ
Подригало Михаил Абович – доктор технических наук, профессор, заведующий кафедрой
технологии машиностроения и ремонта машин Харьковского национального автомобильнодорожного университета
Полях Дилявер Мустафаевич – преподаватель кафедры технологии и оборудования
сварочного производства КИПУ
Сарычев Эмин Нариманович – магистрант кафедры технологии машиностроения КИПУ
Свищук Сергей Васильевич – аспирант кафедры механизации, энергетики и технического
сервиса Южного филиала «Крымский агротехнологический университет» Национального
Аграрного Университета
Усеинов Бекир Казимович – кандидат технических наук, доцент, доцент кафедры
эксплуатации и ремонта автомобилей КИПУ
Хабрат Николай Иванович – приват-доцент кафедры эксплуатации и ремонта автомобилей
КИПУ
Халилов Вадим – кандидат технических наук, доцент кафедры эксплуатации и ремонта
автомобилей КИПУ
Шрон Леонид Борисович – кандидат технических наук, доцент кафедры технологии
машиностроения Севастопольского национального технического университета
Эреджепов Марлен Керимович – старший преподаватель кафедры эксплуатации и ремонта
автомобилей КИПУ
Ягьяев Эльмар Энверович – аспирант кафедры технологии машиностроения
Севастопольского национального технического университета, преподаватель кафедры
охраны труда КИПУ
Якубов Чингиз Февзиевич – кандидат технических наук, доцент кафедры технологии
машиностроения КИПУ
85
НАУКОВЕ ВИДАННЯ
ВЧЕНІ ЗАПИСКИ КРИМСЬКОГО ІНЖЕНЕРНОПЕДАГОГІЧНОГО УНІВЕРСИТЕТУ
Технічні науки
Випуск 11
(Мовою оригіналу)
Головний редактор Якубов Ф. Я.
Заступник головного редактору Кропотова Н. В.
Відповідальний за випуск Фазилова А. Р.
Коректор Алієва А. Е.
Верстка Османова Л. Н.
Підписано до друку 30.06.2008 р. Формат 60841/8.
Папір офсетний. Гарнітура Times New Roman.
Обл.-вид. арк. 8. Об’єм 10,75 друк. арк.
Тираж 100 прим.
Підготовлено до друку та віддруковано
у редакційно-видавничому відділі Науково-інформаційного центру
Республіканського вищого навчального закладу «Кримський інженерно-педагогічний університет»
95015, м. Сімферополь, вул. Севастопольська, пров. Учбовий, 8