авторефераты диссертаций БЕСПЛАТНАЯ БИБЛИОТЕКА РОССИИ

КОНФЕРЕНЦИИ, КНИГИ, ПОСОБИЯ, НАУЧНЫЕ ИЗДАНИЯ

<< ГЛАВНАЯ
АГРОИНЖЕНЕРИЯ
АСТРОНОМИЯ
БЕЗОПАСНОСТЬ
БИОЛОГИЯ
ЗЕМЛЯ
ИНФОРМАТИКА
ИСКУССТВОВЕДЕНИЕ
ИСТОРИЯ
КУЛЬТУРОЛОГИЯ
МАШИНОСТРОЕНИЕ
МЕДИЦИНА
МЕТАЛЛУРГИЯ
МЕХАНИКА
ПЕДАГОГИКА
ПОЛИТИКА
ПРИБОРОСТРОЕНИЕ
ПРОДОВОЛЬСТВИЕ
ПСИХОЛОГИЯ
РАДИОТЕХНИКА
СЕЛЬСКОЕ ХОЗЯЙСТВО
СОЦИОЛОГИЯ
СТРОИТЕЛЬСТВО
ТЕХНИЧЕСКИЕ НАУКИ
ТРАНСПОРТ
ФАРМАЦЕВТИКА
ФИЗИКА
ФИЗИОЛОГИЯ
ФИЛОЛОГИЯ
ФИЛОСОФИЯ
ХИМИЯ
ЭКОНОМИКА
ЭЛЕКТРОТЕХНИКА
ЭНЕРГЕТИКА
ЮРИСПРУДЕНЦИЯ
ЯЗЫКОЗНАНИЕ
РАЗНОЕ
КОНТАКТЫ


Pages:     | 1 || 3 | 4 |   ...   | 15 |

«МИНОБРНАУКИ РОССИИ Государственное образовательное учреждение высшего профессионального образования «МАТИ» – Российский государственный технологический ...»

-- [ Страница 2 ] --

8. Касимов Л.Н. Некоторые вопросы механики чистового точения титановых сплавов. / Вопросы оптимального резания металлов. Труды УАИ. Вып. 29.Уфа: УАИ, 1972. — С.

36-41.

9. Марков С.Г. Механическая обработка титановых сплавов. — Рига, 1983. — 185 с.

10. Сато Х. Механическая обработка сплавов титана //Киндзоку, 1982. Т. 52, №3. — С.

58-66.

11. Zlatin N., Fild M. Mechanical treatment of titanium alloys. // Titanium science and technology.

1973, v.1, p. 489-504, 517-518.

12. Колачев Б.А., Егорова Ю.Б., Ильин А.А., Давыденко Л.В. О связи обрабатываемо сти резанием титановых сплавов с их химическим и фазовым составом. // Металлы (РАН), 2002, №3. — С. 91-96.

13. Ильин А.А., Колачев Б.А., Полькин И.С. Титановые сплавы. Состав, структура, свой ства. — М.: ВИЛС-МАТИ, 2009. — 520 с.

14. Машиностроение. Энциклопедия. Т.II-3. Цветные металлы и сплавы. Композиционные металлические материалы. / Под общ. ред. И.Н. Фридляндера. — М.: Машиностроение, 2001. — 880 с.

15. Егорова Ю.Б., Мамонов И.М., Давыденко Л.В. Исследование корреляционных связей между механическими свойствами и обрабатываемостью резанием сплава ВТ23. / Научные труды. Вып. 4. — М.: МАТИ, 2001. — С. 123-128.

16. Егорова Ю.Б, Зубков Н.С., Давыденко Л.В., Афанасьева Л.Е. Оптимизация механиче ской обработки титановых сплавов. / Вестник ТГУ,Тверь, 2004. — С. 28-32.

34 Научные труды МАТИ, 2010 г. Вып. 17 (89) ТЕХНОЛОГИЯ ОБРАБОТКИ МАТЕРИАЛОВ УДК 669.1.022: 622.7: 669. АЛЬТЕРНАТИВНАЯ ТЕХНОЛОГИЯ ДЕФОРМАЦИОННОЙ ПЕРЕРАБОТКИ ОТХОДОВ ТИТАНОВЫХ СПЛАВОВ к.т.н. М.В. Жаров Изучается возможность деформационной переработки отходов титановых сплавов, остающихся в процессе обработки материалов резанием. Рассматривается вопросы, связанные с применением техно логии водородного пластифицирования титановых сплавов с целью повышения пластичности материала при совместной горячей пластической деформации.

The possibility of recycling of titanium alloys by deformation is studied. Problems associated with application of hydrogen plasticization of titanium alloys are taken into account to improve the plasticity of the material in the joint hot plastic deformation.

На современном этапе, в условиях кризиса в металлургической и металлообраба тывающей промышленности, когда стоимость материалов, применяемых в авиационной и космической промышленности значительно возросла, когда цены на алюминиевые, титановые, магниевые сплавы сравнялись с мировыми ценами, когда стоимость стали иногда превышает мировую цену, то одним из важнейших вопросов, стоящих перед со временными металлургическими и машиностроительными предприятиями является наи более рациональное использование отходов, образующихся в процессе производства.

Одной из наиболее важных проблем современной металлообрабатывающей промышленности является проблема утилизации стружечных отходов, получаемых в процессе механической обработки металлов и сплавов. Эти отходы по их размерным параметрам не могут быть использованы в качестве какого-либо вторичного сырья.

Значительные объемы механической обработки деталей обеспечивают большое количе ство отходов материалов в виде стружки. Особенно в последнее время, когда стоимость материалов значительно возросла, большое значение приобретает вопрос о рациональ ном использовании отходов.

Одним из наиболее распространенных путей утилизации стружечных отходов яв ляется их переплав. Однако данный процесс переработки достаточно энергоемкий и до рогостоящий, а в ряде случаев, например, при переработке отходов разнородных мате риалов, практически и не применим.

Одним из перспективных способов утилизации стружки титановых сплавов являет ся ее непосредственная переработка в полуфабрикаты, пригодные в качестве заготовок при производстве ряда изделий. Решение подобной задачи связано с формированием твердофазного соединения между фрагментами стружки, что связано со значительными трудностями, вызванными как природой материала, так и ограниченностью возможных схем процесса [1, 2].

В большинстве случаев образование соединения без расплавления происходит в результате деформационного воздействия на соединяемые материалы. Существующие гипотезы по-разному объясняют процесс образования соединения в твердой фазе.

Однако согласно этим гипотезам схватывание ювенильно чистых поверхностей происхо дит в том случае, если поверхности оказываются активированными, и величина энергии активации поверхности превышает некоторую критическую величину. Процесс схватыва ния металлов в твердой фазе можно представить как химическую реакцию, в результате которой между атомами соединяемых поверхностей образуются энергетически устойчи вые конфигурации электронов. В связи с этим под активированным состоянием атомов соединяемых поверхностей при схватывании в твердом состоянии понимают неравно весное электронное динамическое состояние поверхности, без которого не может быть Научные труды МАТИ, 2010 г. Вып. 17 (89) ТЕХНОЛОГИЯ ОБРАБОТКИ МАТЕРИАЛОВ осуществлено схватывание в твердом состоянии между двумя стационарными системами. Активирование по верхности стружки в случае спекания производится со вместным деформированием и воздействием высокой температуры, а в случае прессования — в основном интенсивным совместным деформированием. Причем, если в случае термокомпрессии влияние температуры и деформации на интенсивность образования твердо фазного соединения сравнимо, то в случае горячего прессования влияние пластической деформации на образование твердофазного соединения несоизмери мо выше, чем влияние температуры.

По сравнению с процессами, происходящими при твердофазном соединении двух объемов металлов образование твердофазного соединения при производ стве изделий из стружки титановых сплавов имеет ряд особенностей, связанных с тем, что совместная пла стическая деформация происходит в тонких пластинах металла. Кроме того, получение изделий из стружки титановых сплавов сопряжено с определенными тех Рис. 1. Схема примитивной нологическими трудностями. Одним из наиболее пер термокомпрессионной спективных путей решения этой проблемы представ установки ляется использование водородной пластификации.

Это позволяет создать условия, благоприятствующие образованию соединения в твердой фазе при умеренных удельных усилиях компактиро вания и температурах [3].

Предлагается новый процесс по переработке стружечных отходов титановых сплавов, включающий в себя очистку поверхности перерабатываемых отходов, легиро вание титановой стружки водородом, компактирование ее при комнатной температуре, термокомпрессионную обработку брикета и последующее горячее экструдирование. На начальной стадии переработки стружки — очистке поверхности — происходит очище ние последней от остатков смазочно-охлаждающих жидкостей путем промывки в воде и щелочном растворе. Очистка стружки от различных металлических включений произ водится магнитным методом. Далее на первой стадии деформационной обработки про исходит уплотнение исходного материала и создаются предпосылки для образования твердофазного соединения. На второй стадии изотермическая обработка с длительным воздействием повышенных температуры и давления обеспечивает увеличение плотно сти брикета и интенсифицирует образование твердофазного соединения частиц стружки [4, 5]. Окончательные свойства полуфабриката и его размеры обеспечиваются последу ющим горячим экструдированием заготовок-брикетов.

Предложенная схема процесса была реализована на титановых сплавах ВТ3-1, ВТ16, легированных 0,2 % водорода. Легирование водородом позволило значительно увеличить пластичность материала и создать условия, благоприятсвующие образо ванию соединения между фрагментами стружки. Предварительно материал компак тировался при комнатной температуре и удельном усилии 900-1000 МПа, полученные брикеты подвергались термокомпрессионной обработке в специально изготовленной уста новке в условиях вакуума (10-4 мм. рт. ст.) при различных температурах в течении 4 часов.

На рис. 1 показана термокомпрессионная установка, применяемая при обработке пред варительно сбрикетированной стружки титановых сплавов. Установка работает следу ющим образом: при ее нагреве, внутренние рабочие вставки 1, изготовленные из стали 36 Научные труды МАТИ, 2010 г. Вып. 17 (89) ТЕХНОЛОГИЯ ОБРАБОТКИ МАТЕРИАЛОВ 70ГНДХ, имеющей значительный коэффициент термического расширения, расширяются более интенсивно, чем стягивающие болты 2. За счет этого неравномерного расшире ния происходит сжатие брикета стружки 3, находящегося внутри сборного контейнера 4. Причем, чем больше температура нагрева установки, тем больше ее ход, и соответ ственно больше создаваемое усилие сжатия. На рис.2 показана зависимость удельного усилия термокомпрессионной установки от температуры нагрева. Расчет создаваемого установкой удельного давления на обрабатываемый материал проводился на основе решения системы уравнений термического расширения отдельных элементов установ ки и упругого сжатия последних. Создаваемое установкой долговременное воздействие давления и температуры позволяет не только увеличить плотность компактируемого ма териала, но и интенсифицирует образование твердофазного соединения между элемен тами стружки.

Рис. 2. Зависимость усилия термокомпрессионной установки от температуры нагрева Исследование структуры полученных заготовок, проводимое методом металло графии после каждой операции деформационной обработки и соответствующего диф фузионного отжига, показало наличие очагов образования твердофазного соединения уже после процесса компактирования. Последующая термокомпрессионная обработка обеспечила интенсивное распространение областей твердофазного соединения между элементами стружки по всему объему брикета и повысила удельную плотность матери ала с 90 % до 97-98 %.

Был проведен поэтапный анализ воздействия таких факторов, как величина пла стической деформации и температура на интенсивность образования твердофазного соединения. В процессе исследований удалось определить значительную зависимость интенсивности образования твердофазного соединения между элементами стружки от величины сдвигающих деформаций. Применение водородной пластификации титано вых сплавов позволило получить образование областей твердофазного соединения уже на этапе предварительного компактирования брикетов, что составило для сплава ВТ3- 7-8 % по протяженности границ, а для сплава ВТ16 — 6-7 %.

Соответственно для непластифицированных материалов при аналогичных усло виях обработки объем областей твердофазного соединения составил 2-3 % и 1-2 %.

Научные труды МАТИ, 2010 г. Вып. 17 (89) ТЕХНОЛОГИЯ ОБРАБОТКИ МАТЕРИАЛОВ Последующее экструдирование в оболочке с коэффициентом вытяжки 4,5 при темпера туре 400 °С позволило получить готовое компактное изделие с удельной плотностью ма териала 99 % и достаточно высокими прочностными характеристиками. Использование подобного материала возможно в качестве полуфабрикатов при дальнейшем производ стве или в качестве готового изделия неответственного назначения.

Горячая обработка стружки титановых сплавов осложнена тем, что эти процессы сопровождаются активным образованием окисной пленки на поверхности стружки, что делает невозможным соединение ее элементов. Наиболее целесообразным представ ляется проведение всех процессов, связанных с повышенными температурами в защит ной среде инертных газов, которая позволяет защитить поверхностные слои материала от окисления и предотвратить исход атомов водорода из альфированного слоя металла.

Литература 1. Красулин Ю.Л., Назаров Г.В. Микросварка давлением. — М.: Металлургия, 1976. - 160 с.

2. Каракозов Э.С. Сварка металлов давлением. — М.: Машиностроение, 1986. — 276 с.

3. Носов В.К., Колачев Б.А. Водородное пластифицирование при горячей деформации титановых сплавов. — М.: Металлургия, 1986. — 120 с.

4. Галкин В.И. Новые эффективные методы производства изделий из волокнистых ком позиционных материалов. — М.: МАТИ, 1997. — 67 с.

5. Машиностроение. Энциклопедия. Т. III-2. Технологии заготовительных производств. / И.Л. Акаро, Р.А. Андриевский, А.Ф. Аржанов и др.;

Под общ. ред. В.Ф. Мануйлова. М.: Машиностроение, 1996. — 736 с.

УДК 621.735: 519.711. КЛАССИФИКАЦИЯ АВИАЦИОННЫХ ПАНЕЛЕЙ И ОБЕЧАЕК, ОСНОВАННАЯ НА ХАРАКТЕРЕ ФОРМИРОВАНИЯ ИХ ЭЛЕМЕНТАРНЫХ ЯЧЕЕК к.т.н. М.В. Жаров Предлагается классификация элементарных ячеек авиационных панелей и обечаек с учетом их формы и степени асимметрии относительно центра ребра панели с целью облегчения процесса матема тического моделирования характера течения металла в условиях изотермической штамповки.

The classification of simple airplane pavement cells is suggested. The classification is taking into consideration a cell form and a cell symmetry coefficient. It is done with the missing to simplify a mathematical modeling of a metal flowing in solid phase in conditions of the isothermal forming.

Прежде чем исследовать характер течения металла при изотермической штампов ке авиационных панелей и обечаек посредством математического моделирования, было бы целесообразно провести анализ характера течения металла в одной элементарной ячейке панели. Для этого необходимо рассмотреть все возможные характеристики гео метрических параметров ячеек. Однако прежде чем производить деление на типы эле ментарных ячеек необходимо выделить две принципиально различные группы ячеек с точки зрения механизма образования дефектов. Причем критерием деления на группы 38 Научные труды МАТИ, 2010 г. Вып. 17 (89) ТЕХНОЛОГИЯ ОБРАБОТКИ МАТЕРИАЛОВ будет являться соотношение толщины ребра и толщины полотна панели. На основе ана лиза характера течения металла и заполнения ребра можно выделить ячейки панелей с относительно толстыми ребрами и ячейки панелей с относительно тонкими ребрами.

Для относительно толстых ребер имеем:

Вребра Sполотна, (1) где Вребра — толщина ребра в его основании (зоне прилегания к полотну панели), мм;

Sполотна — суммарная толщина полотна панели и толщина припуска под механическую обработку (в том случае если он есть), мм.

Для относительно тонких ребер имеем:

Вребра Sполотна. (2) Сформированная на основе этих положений классификация элементарных ячеек оребренных панелей и обечаек представлена на рис. 1.

Рис. 1. Классификация элементарных ячеек авиационных панелей и обечаек Научные труды МАТИ, 2010 г. Вып. 17 (89) ТЕХНОЛОГИЯ ОБРАБОТКИ МАТЕРИАЛОВ Деление на ячейки с относительно тонким и относительно толстым ребром об условлено в первую очередь требованиями большинства технических рекомендаций и положений по производству авиационных панелей горячей штамповкой (в том числе и изотермической штамповкой). Известно, что одним из основных требований ГОСТов, ОСТов и ТУ на производство оребренных панелей является положение о том, что толщина полотна детали с припуском на механическую обработку плоской части изделия была меньше или равна толщине ребра детали [1, 2]. В ряде случаев рекомендуется, использовать заготов ки, толщина которых меньше или равна толщине ребра готовой панели [3]. В противном случае возможно образование неисправимого брака — утяжины в подреберной части готового изделия. В ряде случаев образуется еще один дефект — зажим в боковой ча сти ребра, который образуется в условиях сочетания относительно большой высоты и относительно большой толщины ребра при малой толщине полотна готового изделия.

Необходимо отметить, что использование авиационных панелей с тонкими ребрами и толстым полотном значительно ограничивает, с конструкционной точки зрения и точки зрения соотношения прочность (жесткость) конструкции / вес конструкции, область ис пользования панелей и обечаек.

Использование панелей с рассматриваемыми дефектами формы не допустимо, так как область утяжин и зажимов представляет собой очаг концентратора напряжений, который представляет опасность причины разрушения конструкций, работающих под на грузкой.

В качестве основного показателя, определяющего влияние формы элементарной ячейки на характер течения металла и механизм образования дефектов наиболее целе сообразно использовать коэффициент асимметрии элементарной ячейки.

Для определения этого показателя необходимо рассмотреть схему получения оре бренной панели. Формирование ребра панели происходит путем заполнения полости штампа в результате пластического течения металла. Причем в общем случае ребро формируется за счет встречного течения двух потоков металла из межреберного про странства (рис. 2).

Рис. 2. Характерные зоны очага пластической деформации при штамповке оребренных деталей При математическом моделировании течения металла в условиях изотермиче ской штамповки оребренных панелей было установлено, что условно область очага деформации можно разделить на три характерные зоны (рис. 2). При данном разби ении зоны А и В являются зонами интенсивной пластической деформации, а зоны C, D, F представляют собой зоны застоя, из которых металл вытесняется под действием сжатия деформирующим инструментом в свободную рабочую полость для формиро 40 Научные труды МАТИ, 2010 г. Вып. 17 (89) ТЕХНОЛОГИЯ ОБРАБОТКИ МАТЕРИАЛОВ вания ребра. При моделировании установлено, что в процессе штамповки наблюда ется встречное течение материала из застойных зон F и D в зону формирования ре бра (зону А). Пунктирные линии на рис.2 представляют собой границы элементарной ячейки. Местоположение границ элементарной ячейки определяется энергетической выгодностью движения элементарного объема металла из межреберного простран ства в том или ином направлении.

Очевидно, что металлу, находящемуся в точке х и вытесняемому их межреберного пространства (рис. 2), энергетически более выгодно двигаться в направлении зоны А, а не в направлении зоны В.

Для того, чтобы ввести коэффициент асимметрии iа, который по своему физиче скому смыслу представляет собой коэффициент интенсивности потоков металла, посту пающих в очаг деформации при формировании ребра, необходимо проанализировать объем металла, поступающего в очаг деформации (зона А).

Можно считать, что отношение секундных объемов металла, поступающих в очаг деформации с разных сторон, будет равно:

(3) iа = V2 / V1, где V1 — объем металла, поступающий из правого межреберного пространства от ре бра (зона D), мм3;

V2 — объем металла, поступающий с левой стороны от ребра (из зоны F), мм3.

Объемы поступающего в очаг деформации металла определяются на основе гео метрических параметров элементарной ячейки оребренной панели (рис. 3):

(4) V1 = L1 b DS = L1 b (St –St+Dt);

(5) V2 = L2 b DS = L2 b (St — St+Dt).

где L1 — длина плеча с одной стороны ребра от границы очага интенсивной деформации (зоны А) до оси симметрии элементарной ячейки (рис. 3), мм;

L2 — длина плеча с дру гой стороны от ребра, мм;

b — ширина эле ментарной ячейки панели, мм;

St — толщи на полотна панели в момент времени t, мм;

St+Dt — толщина полотна панели в момент времени t+Dt, мм.

Тогда, окончательно имеем:

(6) iа = L2 / L1.

Другим геометрическим показателем, Рис. 3. Схема элементарной ячейки определяющим характер течения металла при формировании ребер в условиях штамповки панелей, является относительный по казатель (7) ВS = Вребра / S плоской заготовки, где Вребра — толщина ребра изделия в зоне, сочленяющейся с полотном изделия, мм;

S плоской заготовки — толщина плоской исходной заготовки, мм.

Научные труды МАТИ, 2010 г. Вып. 17 (89) ТЕХНОЛОГИЯ ОБРАБОТКИ МАТЕРИАЛОВ С учетом того, что вели чина ВS изменяется в опреде ленном диапазоне, то этот по казатель также как и коэффи циент асимметрии элементар ной ячейки iа будет являться величиной переменной.

Таким образом, разра батываемая классификация позволяет систематизировать основные типы авиационных панелей, которые в самом об щем случае не являются сим а) метричными относительно ре бра панели. Это позволяет мо делировать не процесс фор мирования панели целиком, а рассматривать характер тече ния металла в ряде элемен тарных ячеек, из которых скла дывается авиационная панели или обечайка, модели которых представлены на рис. 4.

б) Рис. 4. Модель участка панели с лучевым (а) и продольно поперечным (вафельным) оребрением (б) Литература 1. РТМ 1.4.1644 — 86. Изотермическая объемная штамповка алюминиевых и магние вых сплавов. Руководящий технический материал. — М.: НИАТ, 1987. — 134 с.

2. Современные технологии авиастроения. / А.Г. Братухин, Ю.Л. Иванов, Б.Н. Марьин и др. Под ред. А.Г Братухина, Ю.Л. Иванова. — М.: Машиностроение, 1999. — 832 с.

3. Машиностроение. Энциклопедия. Т. III-2. Технологии заготовительных производств. / И.Л. Акаро, Р.А. Андриевский, А.Ф. Аржанов и др.;

Под общ. ред. В.Ф. Мануйлова. - М.:

Машиностроение. 1996. — 736 с.

4.

42 Научные труды МАТИ, 2010 г. Вып. 17 (89) ТЕХНОЛОГИЯ ОБРАБОТКИ МАТЕРИАЛОВ УДК 621.9.044. МЕТОДИКА КАЧЕСТВЕННОГО КОНТРОЛЯ КОЛЛОИДНОГО РАСТВОРА СЕРЕБРА ПО СПЕКТРАЛЬНОЙ ХАРАКТЕРИСТИКЕ И.А. Коленков, к.т.н., доц., А.Ю. Тянгинский, М.В. Церулев Рассматриваются спектральные характеристики коллоидного раствора серебра с размерами наночастиц 10 нм. Показана связь спектра с распределением по размерам наночастиц. Отмечено уши рение резонансной кривой со временем хранения раствора. Показана методика контроля коллоидного раствора серебра на основе поверхностного плазмонного резонанса.

Spectral characteristics of the colloidal solution of silver nanoparticles with sizes of 10 nm are considered.

Communication of the spectrum with the size distribution of nanoparticles is shown. It is marked broadening of the resonance curve with time of storage solution. It is shown how control of the colloidal silver solution based surface plasmon resonance.

Эффект поверхностного плазмонного резонанса (ППР) проявляется в высокопро водящих материалах нанометрового размера. Сущность эффекта состоит в том, что па дающий на поверхность наночастиц свет (электромагнитная волна) взаимодействует с электронами проводимости металла [1]. В соответствии с теорией электронного газа, электроны внутренних оболочек локализованы вокруг атомного ядра, а электроны ва лентных оболочек свободно перемещаются (электроны проводимости, обеспечивающие высокую проводимость металла). При воздействии электрического поля светового луча электроны проводимости смещаются. Если размер частицы меньше длины свободного пробега электронов в соответствующем металле1, последние проходят через наночасти цу (НЧ) и образуется диполь, колеблющийся с частотой возбуждающего электрического поля (оптическое излучение). Если частота колебаний электромагнитной волны прибли жается к собственной частоте колебаний электронов проводимости, безстолкновительно двигающихся через НЧ, то наблюдается резонансное поглощение и рассеяние света, так называемый ППР. Для НЧ серебра в коллоидном растворе полоса поглощения лежит в ультрафиолетовой (УФ) области.

На рис. 1. представлен спектр поглощения свежеприготовленного коллоидного раствора Ag с концентрацией 50 мг/л максимум поглощения 387 нм, полуширина спектра поглощения ~ 40 нм. На рис. 2. показано распределение по размерам НЧ.

Рис.1. Спектр поглощения свежеприготовленного коллоидного раствора серебра Научные труды МАТИ, 2010 г. Вып. 17 (89) ТЕХНОЛОГИЯ ОБРАБОТКИ МАТЕРИАЛОВ Рис.2. Распределение по размерам коллоидного раствора Ag Видно, что большее количество частиц имеет размеры ~ 9 нм. Обращают на себя внимание совпадающие формы спектра поглощения и распределения частиц по разме рам (рис. 1, 2). Действительно с течением времени доля малых частиц уменьшается, что подтверждается измерениями (как функцией распределения частиц по размерам, так и эволюцией спектра поглощения наночастиц Ag).

На рис. 3. представлен спектр поглощения коллоидного водного раствора серебра после 2,5 лет выдержки при температуре 20 С ± 5 С в рассеянном свете. Видно общее снижение поглощения и размытие резонансной кривой. Вероятно имеет место агрегация наночастиц серебра в водном растворе и, как следствие, укрупнение агломерирующих частиц, что ведет к сдвигу резонансных частот агломератов в длинноволновую область и уменьшению количества частиц резонирующих на длине волны 387 нм.

Рис. 3. Спектр поглощения коллоидного раствора A:

Концентрация 10 мг/л. Выдержка 2.5 года В работе [3] рассмотрены физические механизмы объясняющие причину ускоре ния агрегации коллоидного раствора серебра под действием света. Отмечено, что в ос нове механизмов ускорения агрегации золей металлов под действием электромагнит ного излучения лежит фото эффект, а физика процесса базируется на теории кинетики коагуляции и стабильности коллоидных растворов с учетом процессов на межфазной границе, приводящих к изменению параметров адсорбционного слоя. Таким образом, использование основных закономерностей и физических механизмов явления фотоагре 44 Научные труды МАТИ, 2010 г. Вып. 17 (89) ТЕХНОЛОГИЯ ОБРАБОТКИ МАТЕРИАЛОВ гации предоставляет инструмент непрямого экспресс контроля за состоянием дисперс ной фазы, с помощью спектров поглощения.

На базе результатов вышеприведенных измерений была разработана методика и приборный комплекс для измерений концентраций, оценки распределения по размерам НЧ и контроля кинетики агрегации НЧ в растворах в условиях различных воздействий на коллоидную систему.

В качестве источников излучения в УФ области спектра были выбраны излучаю щие диоды со спектром излучения, идентичным спектру поглощения коллоидного рас твора. Максимум излучения 390 нм, полуширина спектров на уровне 0,5 нм — 50 нм, Imax=700 мА. В качестве фотоприемников использовались фотосопротивления. В каче стве источников питания диодов использовались стабилизаторы тока с регулируемым выходом. Регистрирующей аппаратурой служил осциллограф Актаком АСК-4106 в режи ме самописца. Схема измерительного комплекса показана на рис. 4.

Рис.4 Схема измерительного комплекса для экспресс контроля параметров коллоидных растворов:

1 — блок питания, 2 — излучающий диод, 3 — кювета с раствором, 4 — фотоприемник, 5 — регистратор Записи измерения затухания, полученных растворов коллоидного серебра при фиксированных технологических параметрах ( U, имп, Fимп, Iразр, зазор) и различных дли тельностях процесса t1;

2 t1;

4 t1;

6 t1;

8 t1. представлены на рис. 5.

Рис. 5 Диаграмма измере ния затухания УФ излучения (=395 нм) в растворе по мере роста концентрации серебра Научные труды МАТИ, 2010 г. Вып. 17 (89) ТЕХНОЛОГИЯ ОБРАБОТКИ МАТЕРИАЛОВ Время измерения между 0-1,1-2, 2-3 составляет 60 сек. Начиная с точки 5, затуха ние уменьшается в течение цикла измерения 60 сек. Далее затухание за цикл измерения происходит все быстрее. От начала измерения видно, что затухание растет пропорцио нально концентрации С. Затем, начиная с концентрации С=150 мг/л, затухание падает в течение цикла измерения. При высоких концентрациях скорость агрегации НЧ растет под действием зондирующего УФ излучения.

На рис. 6. приведены результаты измерения влияния интенсивности УФ излучения на скорость агрегации НЧ серебра.

Рис.6. Уменьшение поглощения коллоидного раствора серебра при разной интенсивности зондирующего УФ излучения (=395 нм) Рассматриваемая методика позволяет эффективно (в короткие сроки) исследовать различные стабилизирующие добавки. На рис. 7 показана запись диаграммы изменения поглощения коллоидного раствора серебра (исходная концентрация С=150 мг/л) при до бавлении к раствору поверхностно активного вещества (ПАВ).

Рис.7. Зондирующее излучение УФ =395 нм:

0 10 мин. — медленное уменьшение поглощения в следствие агрегации наночастиц серебра, 10 20 мин. — добавлено ПАВ.

Разработанная методика и комплекс контроля позволяет:

1. Производить экспресс контроль концентрации металлических наночастиц в кол лоидных растворах.

2. Контролировать кинетику коагуляции коллоидных растворов металлов.

3. Контролировать действие стабилизирующих добавок.

46 Научные труды МАТИ, 2010 г. Вып. 17 (89) ТЕХНОЛОГИЯ ОБРАБОТКИ МАТЕРИАЛОВ Литература 1. Liz–Marzan L.M. // Mater. Today, 7, 26, 2004.

2. Труды института общей физики им. А.М. Прохорова. Т. 60. — М.: Наука, 2004. — C.

84-85.

3. Карпов С.В. Оптические и нелинейно-оптические свойства ансамблей металлических наночастиц и органических молекул с делокализованными электронами: Дисс. ….

докт. физ.-мат. наук: 01.04.05. — Красноярск, 2003.

УДК 621. ОСОБЕННОСТИ ПРОЕКТИРОВАНИЯ МЕТОДАМИ МАТЕМАТИЧЕСКОГО МОДЕЛИРОВАНИЯ ТЕХНОЛОГИЧЕСКИХ ПРОЦЕССОВ ИЗГОТОВЛЕНИЯ ИЗДЕЛИЙ ИЗ ВКМ AL-B ПРИ ИСПОЛЬЗОВАНИИ СПЕЦИАЛЬНОГО ОБОРУДОВАНИЯ доц., к.т.н. А.Р. Палтиевич, Е.В. Преображенский Рассматриваются вопросы проектирования технологических процессов ОМД, при получении изделий из ВКМ. Сформулированы требования к технологическим процессам и критерии которым они должны удовлетворять.

The issues of design process forming, upon receipt of products from CME. The requirements to techno logical processes and the criteria they must meet.

В настоящее время наблюдается востребованность в конструкционных силовых элементах большой прочности и малой массы. Этим целям в полной мере отвечают из делия из гетерогенных материалов, таких как ВКМ системы AL-B. Типичными силовыми элементами, получаемыми из этих ВКМ, являются трубы, гнутые профили и оболочки.

Особенностью данных материалов является сочетание материалов с различными физическими и механическими свойствами. ВКМ Al-B состоит из пластичной матричной составляющей и жесткого упрочняющего волокна. Металлическая матрица обеспечи вают работоспособность изделия в широком диапазоне температур и дополнительно упрочняют сборную композицию. Применение в композиционных материалах компонен тов с различными физико-механическими свойствами создает проблему их физической и химической совместимости как на этапе изготовления изделий из ВКМ, так и в процес се их эксплуатации. Для армированных материалов с металлической матрицей пробле ма физической совместимости обусловлена, в основном, различием в коэффициентах линейного термического расширения при одинаковых давлениях и температурах. В ряде случаев, при производстве и эксплуатации композиционных материалов возникает про блема химической совместимости компонентов.

Такая структура ВКМ, требует совершенно иного подхода к проектированию техноло гических процессов изготовления изделий и полуфабрикатов из ВКМ. Высокие механические свойства материала в первую очередь зависят от прочности борного волокна и от качествен ной связи между ним и матричной основой. Получение качественного изделия из гетерогенных материалов, в наибольшей степени, связано с процессом компактирования заготовки.

Научные труды МАТИ, 2010 г. Вып. 17 (89) ТЕХНОЛОГИЯ ОБРАБОТКИ МАТЕРИАЛОВ В процессе эксплуатации изделий из ВКМ матрица распределяет приложенную нагрузку между волокнами. Таким образом, качество соединения компонентов компози ционного материала имеет основополагающее значение, определяющее основные фи зико-механические свойства ВКМ. Любой технологический процесс изготовления ВКМ должен удовлетворять следующим требованиям:

1. Получаемые изделия должны иметь компактное строение.

2. При изготовлении изделий из ВКМ должна формироваться прочная адгезион ная связь между матричной составляющей и упрочнителем, а так же между матричными слоями.

3. Изделия должны сохранять исходную прочность и сплошность волокон упроч нителя.

4. Необходимо обеспечивать равномерное распределение волокон в матрице, с заданными шагом, геометрией ячеек и характером армирования как на стадии получе ния полуфабрикатов, так и в готовом изделии.

5. Должна быть обеспечена возможность осуществления последующей сварки, пайки, склеивания или клепки, особенно это важно при производстве полуфабрикатов и узлов из ВКМ, которые затем собираются в конструкции или изделия.

Большинство процессов обработки металлов давлением может быть применено для получения ВКМ. Однако необходимо отметить, что строение и состав композицион ных материалов предопределяют принципиально иные подходы к решению проблемы разработки технологических процессов производства ВКМ по сравнению с обычными способами обработки гомогенных материалов.

Наиболее оптимальным является получение ВКМ компактного строения за один переход. В этом случае, можно обеспечить, с одной стороны, должную величину напря жения компактирования, а с другой лимитировать нагрузку на волокна и время протека ния процесса. Недостатки стандартного оборудования ОМД заключается в значитель ных скоростях перемещения инструмента, что не дает возможности в полном объеме произойти временному адгезионному взаимодействию компонентов. Решение проблемы находят в многоэтапном характере компактирования. Однако это существенно снижа ет производительность процесса, а длительное пребывание заготовки в разогретом со стоянии влечет термическое разупрочнение волокон. Несмотря на то, что до недавнего времени считалось, что для производства ВКМ целесообразно использовать типовое оборудование ОМД, последние исследования доказывают целесообразность разработ ки специального оборудования, учитывающего специфику ВКМ.

Длительное изучение процессов компактирования и производства изделий из ВКМ на кафедре «ТОМД» «МАТИ»-РГТУ имени К.Э. Циолковского, позволило спроектировать специальное оборудование, учитывающее специфику ВКМ. Например, лабораторный прокатный стан, волоку специальной конструкции, гибочный стан.

Взаимосвязь основных параметров технологического процесса описывает система критериальных выражений, основывающаяся на требованиях, предъявляемых к изготав ливаемому изделию. Критериальные выражения позволяют оценить оптимальные и пре дельно допустимые параметры технологического процесса.

К настоящему времени сформулированы следующие критерии:

1. Критерий компактности.

2. Критерий формирования прочного соединения компонентов.

48 Научные труды МАТИ, 2010 г. Вып. 17 (89) ТЕХНОЛОГИЯ ОБРАБОТКИ МАТЕРИАЛОВ 3. Критерий сохранения сплошности волокон.

4. Критерий сохранения прочности волокон.

Определение требуемых критериальных параметров для различных процессов получения изделий из ВКМ эффективно вести с помощью математического моделиро вания.

Моделирование технологических процессов изготовления изделий из ВКМ, прин ципиально отличается от моделирования формоизменения гомогенных материалов.

Стандартные CAE-системы для моделирования технологических процессов ОМД в этом случае мало применимы, так как материал в случае с ВКМ пористый, т.е. не является сплошной дискретной средой.

В ряде случаев, как например, исследование процесса компактирования в элемен тарной ячейке ВКМ Al-B программа QForm позволяет определить по слоям действующие НДС (рис. 1) и температурно-скоростные параметры.

Рис. 1. Распределение напряжений внутри «элементарной ячейки» при различных смещениях шага укладки волокон (Sсм) по слоям. ВКМ Al-B, материал матрицы АД Однако, если рассматривать процесс компактирования и заготовку ВКМ в целом, то необходимо либо применять очень большие допущения, что обязательно скажется на точности результатов, либо использовать иные, универсальные конечно-элементные программы, как, например ANSYS-DYNA.

Основной задачей при проектировании про цесса изготовления изде лий из ВКМ, это нахожде ние усилия компактиро вания, в зависимости от параметров сборной заго товки и температуры. При этом параметры техноло гического процесса долж ны соответствовать тре бованиям критериальной системы, что обеспечит получения изделия надле- Рис. 2. Напряжения в очаге деформации при гибке жащего качества.

Научные труды МАТИ, 2010 г. Вып. 17 (89) ТЕХНОЛОГИЯ ОБРАБОТКИ МАТЕРИАЛОВ Исследование процессов гибки и обкатки, выполненное в среде ANSYS-DYNA, позволило для процесса гибки профилей из ВКМ определить такие управляющие па раметры, как минимально допустимый относительный радиус гиба, максимальные рас тягивающие напряжения (рис. 2), а также сформулировать основные функциональные зависимости.

Исследование процесса обкатки (рис. 3) позволило определить величины требуе мого усилия и скорости, описать параметры очага деформации и в результате сформули ровать функциональную зависимость усилия компактирования от параметров заготовки при заданной скорости, температуре и среде.

Рис. 3. Моделирование обкатки оболочек из ВКМ.

а. Определение усилия прижима валка;

б. Моделирование распространения напряжения при движении валка;

в. Напряжения компактирования в очаге деформации УДК 678.027. ВОЗМОЖНЫЕ ВАРИАНТЫ УТОЧНЕНИЯ МОДЕЛИ СВОБОДНОГО ТЕРМОФОРМОВАНИЯ ИЗДЕЛИЙ В КРУГЛОЙ ПРОЙМЕ к.т.н., проф. С.Н. Куликов, к.т.н., проф. А.Е. Шерышев, д.т.н., проф. М.А. Шерышев* В статье рассматриваются варианты уточнения модели при свободном термоформовании изде лий в круглые проймы. Рассматривается возможность расчета промежуточного этапа.

In article it is considered variants for model specification at free formation of products in round forms.

Possibility of calculation of the intermediate stage is considered.

Поведение листовой заготовки при свободном формовании в круглой пройме было исследовано в работах [1, 2]. В результате этих исследований выявлено три характерных этапа изменения геометрии листовой заготовки в процессе формования (рис. 1).

Определение границ этапов можно провести в зависимости от угла наклона ка сательной к образующей формуемой заготовки к горизонтальной плоскости (рис. 2).

На первом этапе образующая формуемой заготовки аппроксимируется уравнени ем цепной линии. На этом этапе угол находится в диапазоне от 0 до 50 градусов. На третьем этапе образующая описывается уравнением дуги окружности. На этом этапе угол находится в диапазоне от 70 до 90 градусов.

Российский государственный химико-технологический университет имени Д.И. Менделее * ва, Москва.

50 Научные труды МАТИ, 2010 г. Вып. 17 (89) ТЕХНОЛОГИЯ ОБРАБОТКИ МАТЕРИАЛОВ Закон поведения образующей на второй этапе формования в указанных работах не был корректно определен.

Рис.1. Расхождение теоретических и экспериментальных данных для модели, использующей уравнения цепной линии и окружности В работе [1] показано, что при сравнении результатов расчета, полученных с помощью уравнений цепной линии и окружности, и экспериментальных данных в пределах указанных выше границ получены приемлемые результаты. Однако в промежуточной зоне расхожде ние между теоретическими и экспериментальными данными значительно возрастает.

Таким образом, для построения полной математической модели деформирования заготовки при получении из нее осесимметричного изделия методом свободного фор мования в круглой пройме необходимо описать закон изменения образующей стенки изделия в промежуточной зоне. Для построения математической модели образующей заготовки в этой зоне воспользуемся аппроксимацией второго порядка для ее второй производной, исходя из следующих соображений.

Уравнение образующей на втором этапе формования должно:

• иметь третью «гладкую» производную;

• обеспечить минимизацию затрат на рас четы, связанные с описанием поверхно сти, при гарантированной точности.

Определим граничные условия при аппрок симации функции второй производной образую щей по углу.

Рис.2. Схема формования заготовки Функция, описывающая вторую произво дную для цепной линии на первом этапе, имеет вид [3]:

1 k x x y1 ( x ) = e +e k, (1) 2k где: k — коэффициент, зависящий от отношения горизонтальной и вертикальной со ставляющих силы натяжения цепной линии в ее самой нижней точке;

x — текущая координата.

Значение коэффициента k определяется приближенным способом при началь Научные труды МАТИ, 2010 г. Вып. 17 (89) ТЕХНОЛОГИЯ ОБРАБОТКИ МАТЕРИАЛОВ ном угле =1,74532 радиан (50 градусов), что приблизительно соответствует окончанию первого этапа формования) и при x = D = R (R – радиус проймы зажимной рамы), из вы ражения:

1 x x tg = e k e k 2. (2) Таким образом, подставив в уравнение (2) значения угла и координаты x, при ближенным методом можно найти значение коэффициента k, а далее, воспользовав шись уравнением (1), найти вторые производные от координаты x в начале второго этапа формования.

Окончание второго этапа формования совпадает с началом третьего этапа, соот ветствующего величине угла, равной 70 градусам. Функция, описывающая образующую на третьем этапе, имеет вид [1]:

y3 = R 2 x 2 h. (3) Тогда функция, описывающая вторую производную на этом этапе, выглядит как:

1 y3 = ( R 2 x 2 ) x2 ( R2 x2 ) 2 (4) Взяв первую производную из уравнения (3) получим выражение для определения угла :

( ) tg ( ) = y ' = x R 2 x 2. (5) Учитывая требования к уравнению образующей на втором этапе формова ния, аппроксимируем вторые производные образующей на втором этапе полиномами второго порядка с найденными выше граничными условиями:

y2 ( ) = b0 + b1 + b2, (6) где: b0, b1, b2 — коэффициенты полинома.

Для определения этих коэффициентов полинома составим систему уравнений:

y3 ( 3 ) y1 (1 ) = b1 ( 3 1 ) + b2 ( 32 12 ) y2 = y3 ( 3 ) = b0 + b1 3 + b2 y1 (1 ) = b0 + b11 + b. (7) Итак, зная граничные условия точек для конца первого этапа ( 1, y1 (1 ), x ) и для начала третьего этапа ( 3, y3 ( 3 ), x ), можно найти значения коэффициентов полинома b0, b1, b2.

Так как вторые производные определяют величины радиусов кривизны, то можно получить описание геометрии образующей на всех трех этапах формования:

. (8) Таким образом, предложенная модель радиуса кривизны на втором этапе фор мообразования изделия при свободном термоформовании дополняет результаты, полу ченные в работе [1], и позволяет получить полную модель формообразования. Однако, 52 Научные труды МАТИ, 2010 г. Вып. 17 (89) ТЕХНОЛОГИЯ ОБРАБОТКИ МАТЕРИАЛОВ в инженерной практике она довольна сложна и не учитывает множество факторов, что сводит предложенный вариант создания полной модели формования на нет.

В инженерной практике для описания второго этапа формования в первом прибли жении можно воспользоваться линейной аппроксимацией. Для этого на границе начала второго этапа можно задать цепную линию, а на границе начала третьего этапа — очер ковую линию в виде дуги окружности. Интервал между сечениями будет составлять от 50 до 70 единиц, где каждая единица соответствует градусу. Таким образом, можно полу чить линейчатую поверхность, позволяющую определить очерки формуемой заготовки во втором этапе. Выполнив сечения этой поверхности поперек линейчатых образующих этой поверхности, можно получить сечения в виде точечного набора. Для получения ре зультата по такой методике можно воспользоваться конструкторскими графическими си стемами типа AutoCAD, Каскад или аналогичными. Сравнение результатов расчета по данной методике и эксперимента показало уменьшение относительной ошибки (рис. 3).

3,,% Относительная ошибка, % 2, 1, 0, 50 55 60 65 70 75 Угол наклона образующей формируемой оболочки, град, Рис. 3. Изменение относительной ошибки теоретической модели Литература 1. Коваленко В.А. Влияние технологический параметров негативного пневмо — вакуум ного формования на разнотолщинность получаемых изделий. Автореф. дисс. … канд.

техн. наук. — М.: РХТУ им. Д.И. Менделеева, 2002.

2. Шерышев А.Е., Шерышев М.А., Ноаман М. К вопросу производства прозрачных из делий из листовых термопластов свободным пневмо-вакуумным формованием. / Сб.

матер. Всерос. научно-техн. конф. «Новые химические технологии», июнь 1998. — Пенза, 1998.

3. Выгодский М.Я. Справочник по высшей математике. — М.: Наука, 1977.

Научные труды МАТИ, 2010 г. Вып. 17 (89) ПРОЕКТИРОВАНИЕ И ЭКСПЛУАТАЦИЯ АВИАКОСМИЧЕСКОЙ ТЕХНИКИ УДК.621.643- ОБЕСПЕЧЕНИЕ ГЕРМЕТИЧНОСТИ В НИППЕЛЬНЫХ СОЕДИНЕНИЯХ СИСТЕМ ТРУБОПРОВОДОВ АВИАЦИОННЫХ ДВИГАТЕЛЕЙ С.С. Батыкян, к.т.н. проф. Ю.И. Павлов В статье рассмотрены методы повышения технологичности авиационных систем трубопроводов.

Показано влияние неровности поверхностей на герметичность стыков в ниппельных соединениях.

This article discusses the methods of technological improvement of aircraft pipelines and engines tubes.

Considered influence to jaggiers of the surfaces on scaling butting in spherical joints.

Герметичность в соединениях трубопров одов с контактом металл по металлу опре деляется площадью контакта сопрягаемых поверхностей, которая не должна быть преры вистой по контуру и должна иметь допустимую неплотность для определенной среды. Это условие согласуется с понятием о фактической площади контакта твердых тел.

Известно, что реальные твердые тела никогда не бывают абсолютно гладкими, поэтому контакт между ними всегда имеет дискретный характер и площадь истинного со прикосновения составляет незначительную часть от номинальной. Именно эта площадь называемая фактической, и определяет степень герметичности соединения с металли ческим контактом.

На формирование фактической площади касания оказывают большое влия ние две геометрические характеристики поверхности — шероховатость и волнистость.

Волнистость поверхности предопределяет участки, в которых происходит касание микро выступов. Сумма этих участков образует так называемую контурную площадь касания.

Шероховатость же приводит к тому, что в пределах каждой контурной площадки касание происходит лишь в некоторых точках, из которых и составляется фактическая площадь касания. На рис. 1 представлены номинальная (1), контурная (3) и фактическая (2) площади. Отношение шага к высоте волн (у волнистости) составляет 200- единиц, а у микронеровностей — около 20 (для поверхности со средней чистотой обработки).

Отсюда обычно делается допущение, что при кон Рис. 1. Площади касания тактировании волны будут деформироваться пре имущественно упруго, а деформация микронеровностей будет иметь упругий, пласти ческий или упруго-пластический характер. От физического процесса контактирования поверхностей в соединении зависит герметичность разъемного соединения. Рассмотрим особенности физического процесса контактирования двух металлических плоских по верхностей.

После первого сжатия поверхностей наиболее высокие выступы, участвовавшие в контакте, деформируются и наклепываются, вследствие чего при повторном нагружении 54 Научные труды МАТИ, 2010 г. Вып. 17 (89) ПРОЕКТИРОВАНИЕ И ЭКСПЛУАТАЦИЯ АВИАКОСМИЧЕСКОЙ ТЕХНИКИ контакт получается чисто упругим до тех пор, пока нагрузка не превысит первоначальную.

Рассмотрим два вида деформации контактирующих поверхностей — упругую, ко торая соответствует деформации поверхностей контакта, например, в соединении по на ружному и внутреннему конусам и пластическую, которая отражает деформации уплот нительного металлического кольца, подвергающегося деформации только один раз. По данным работы [1] для поверхностей, подвергаемых повторному нагружению (упругий контакт), относительная площадь контакта может быть определена:

, (1) где N — нормальная нагрузка;

Ar, Ac — фактическая и контурная площадь касания;

r — радиус кривизны вершин выступов;

hmax — максимальная высота неровностей;

b, и k2 — константы, характеризующие геометрическую форму поверхностей;

E — модуль Юнга;

— коэффициент Пуассона.

Это выражение позволяет качественно оценить степень влияния каждого параме тра на формирование фактической площади касания и создание начального уплотнения стыка в случае упругого деформирования микронеровностей.

При пластическом контакте зависимость относительной площадки касания можно выразить так:

Ar N = =, (2) Ac Ac c s где c — коэффициент, равный примерно 3;

s — предел текучести материала в предель но наклепанном состоянии.

Эта зависимость отражает герметичность стыка не только с металлическими, но и неметаллическими прокладками, которая в том и другом случае достигается тем, что прокладочный материал затекает во впадины при механической обработке, то есть ми кронеровности сопрягаемых поверхностей.

Фактическая площадь контакта растет с уменьшением контурной площади Ас, так как при той же нормальной нагрузке растут удельные силы. Поэтому при выборе разме ров контактирующих поверхностей конструктор должен стремиться приблизиться к ми нимальным площадям Ас, чтобы обеспечить требуемые удельные давления при мень ших нормальных давлениях. Отход от этого условия, судя по опыту доводки двигателей, часто является причиной негерметичности в стыках трубопроводов диаметром 20 мм и выше в высоконапорных магистралях. На основании опыта эксплуатации пневмо-ги дросистем при металлическом беспрокладочном контакте минимальная ширина полоски может быть принята 1,0 — 3 мм, у металлических прокладок 5 — 7 мм.

Однако при достижении требуемых удельных давлений на контакте герметичности может и не быть, если по периметру стыка нарушена сплошность плоскости контакта Ас.

Это возможно, так как выбор конструктивных параметров стыка производится на осно ве прочностного расчета, выполняемого из условия нераскрытия стыка под действием внутреннего давления, который не учитывает требования сплошности. Появляющаяся Научные труды МАТИ, 2010 г. Вып. 17 (89) ПРОЕКТИРОВАНИЕ И ЭКСПЛУАТАЦИЯ АВИАКОСМИЧЕСКОЙ ТЕХНИКИ неопределенность исключается выполнением ряда дополнительных требований.

Коробление фланца или ниппеля, которое может произойти в процессе сварки с трубой из-за неравномерного прогрева отдельных частей и привести к прерывистому контакту уплотняющих поверхностей. Такая неопределенность исключается увеличени ем длины хвостовика ниппеля (или фланца) до 30 мм для диаметров труб до 25 мм и до 40 мм для диаметров 30 — 150 мм. Если удлинение хвостовика конструктивно недо пустимо, то вводят окончательную обработку рабочих поверхностей после сварки, что затруднительно. Непараллельность и перекос контактных и опорных поверхностей при водят к тому, что удельные давления на контакте не постоянны по периметру сечения, а в случае выхода их за допустимые пределы возникает негерметичность. Поэтому кон структором должна быть ограничена непараллельность этих поверхностей у фланцев примерно до 0,02 — 0,05 мм на 100 мм длины и биения рабочих и опорных поверхностей относительно среднего диаметра резьбы в соединениях по наружному и внутреннему конусу в пределах 0,05 — 0,07 мм [2].


Отступление от этого требования из-за техно логических затруднений явилось причиной появления массовых течей в системах ГТД с соединениями по наружному конусу. Перекос контактных поверхностей появляется в результате погрешностей монтажа, это еще одна отрицательная сторона монтажных от клонений. Затруднения в достижении правильного взаимоположения контактных поверх ностей являются основным недостатком соединения по наружному конусу. Поэтому на высоконапорных линиях диаметром 20 мм и выше целесообразно ввести соединение, допускающее перекос, или ввести в линию гибкий компенсирующий элемент.

Конструктивные формы — главный рычаг в достижении надежной плотности со единения как системы, этим и объясняется многообразие конструкций соединений тру бопроводов. Видоизменяя их, можно создать заданные давления на контакте при тех же условиях затяжки, часто не меняя габариты соединения, предотвратить растекание уплотнительной прокладки и оградить ее от выпирания внутренним давлением среды.

Варьируя конструктивными формами и сочетанием материалов уплотнительных колец, можно изменять их упругость, расширять диапазон рабочих давлений.

Затяжка соединения некоторым начальным усилием Q0 вызывает удлинение стя гивающих элементов (накидной гайки или болтов). Суммарная деформация болта может быть выражена:

0 = 0 Q0 (3) и сжатие стягиваемых деталей (фланцев, прокладок) можно записать:

1 = 1Q0, (4) где 0 и 1 — коэффициенты податливости стягивающих и сжимаемых деталей соот ветственно.

При нагружении соединения внутренним давлением среды или другой осевой си лой Qср (второй этап) стягивающая деталь получит некоторое удлинение l, а стягивае мая — уменьшение на ту же величину.

Усилие, воздействующее на стягивающие детали, возрастет на величину:

(5) 56 Научные труды МАТИ, 2010 г. Вып. 17 (89) ПРОЕКТИРОВАНИЕ И ЭКСПЛУАТАЦИЯ АВИАКОСМИЧЕСКОЙ ТЕХНИКИ где = — коэффициент упругой податливости деталей основной нагрузки.

0 + Полная нагрузка, действующая на болт или накидную гайку:

(6) Это равенство будет справедливо до начала раскрытия стыка.

Усилие на контактных поверхностях рассматриваемого соединения (на стягивае мых поверхностях) будет:

(7) Условие, при котором стык не раскрывается, определяется неравенством:

(8) Q0 Qср 0 + При равенстве левой и правой частей наступает третий этап нагружения — стык раскрывается и сила, действующая на стягивающую деталь, возрастает до величины Q Qp = (9) Таким образом, суммарное усилие, действующее на болты (или накидную гайку) на разных этапах нагружения, будет зависеть от начального усилия затяжки, от силы давления среды, от соотношения жесткости болтов (или накидной гайки) и остальных де талей соединения (коэффициент ), которое определяет долю нагрузки от внутреннего давления, передаваемую на болты или другой стяжной элемент.

Неопределенность системы может возрасти, если напряжения близки к пределу текучести в одном из элементов соединения. Тогда при длительной работе соединения из-за пластических деформаций предварительная затяжка ослабевает. Релаксацию на пряжений, которая наиболее интенсивно протекает в начальный период, следует учиты вать у конструкционных сталей начиная с температур 573 К (иногда процесс релаксации протекает и при нормальных температурах). Следовательно, конструктор должен так подобрать жесткости элементов соединения, чтобы в момент окончания сборки соеди нение обладало определенным запасом упругой энергии, с помощью которого можно было бы компенсировать снижение усилия затяжки соединения в процессе работы. Это условие является одним из основных требований, предъявляемых к трубопроводам ГТД в современных нормативах.

Опасность пластической деформации отдельных элементов соединения состоит не только в возможном раскрытии стыка, расслаблении его, но и в искажении геометрии рабочих поверхностей, которое при повторных монтажах соединения не позволяет до стичь заданных контурных площадей контакта и гарантировать плотность стыка.

Желательно чтобы податливость болтов (или накидной гайки) была существенно выше, чем податливость остальных элементов соединения ( 1), что позволяет умень шить значение Qv и снизить вероятность усталостных разрушений накидной гайки и бол тов в случае пульсаций давления в трубопроводе и действия вибраций.

Научные труды МАТИ, 2010 г. Вып. 17 (89) ПРОЕКТИРОВАНИЕ И ЭКСПЛУАТАЦИЯ АВИАКОСМИЧЕСКОЙ ТЕХНИКИ Литература 1. Проектирование стендов для испытания авиационных двигателей и их узлов.

/ В.Н. Насонов, Ю.И. Павлов и др. — М.: МАТИ, 2006. — 127 с.

2. Старцев Н.И. Трубопроводы газотурбинных двигателей. — М.: Машиностроение, 1975. — 272 c.

3. Шульгин А.Ф., Павлов Ю.И. Методы обеспечения надежности и ресурса авиационных ГТД и энергетических установок. — М.: МАТИ, 2007. — 286 с.

УДК 621.81-539. РАСЧЕТНЫЕ ИССЛЕДОВАНИЯ НАПРЯЖЕННО-ДЕФОРМИРОВАННОГО СОСТОЯНИЯ СТОЛБЧАТОГО КЕРАМИЧЕСКОГО ПОКРЫТИЯ ЛОПАТКИ ТУРБИНЫ ГТД В ПОЛЕ ДЕЙСТВИЯ ЦЕНТРОБЕЖНЫХ СИЛ к.т.н. Н.Г. Бычков1, П.А. Ваганов1, д.т.н. А.Р. Лепешкин1, к.т.н., проф. Ю.И. Павлов Рассматриваются расчетные исследования напряженно-деформированного состояния столбча того керамического покрытия лопатки турбины ГТД в поле действия центробежных сил. Керамические покрытия столбчатой структуры на основе диоксида циркония наносятся на лопатки турбин авиационных ГТД по электронно-лучевой технологии.

The calculated investigations of the stress-deformed state of column ceramic covering of GTD turbine blade in a field of action of centrifugal forces are considered. The ceramic coverings of column structure on the basis of zirconium dioxide are put on turbine blades of aviation GTE on electron beam technology.

Для обеспечения работоспособности высокоэффективных авиационных газотур бинных двигателей (ГТД) и установок (ГТУ) новых поколений необходимо создание но вых жаропрочных материалов, а также улучшение защиты деталей высокотемператур ного тракта ГТД с помощью теплозащитных и жаростойких покрытий [1-5].

В последние годы активизировались работы по внедрению керамических теплоза щитных покрытий (ТЗП) на лопатках турбин [2-4 и др.].

Наиболее эффективная защита материала детали от теплового потока происхо дит в случае использования керамических покрытий на основе диоксида циркония ZrO2.

Однако весьма проблематичны вопросы долговечности, поскольку сопротивление раз рушению этих покрытий при растяжении очень низкое, а в условиях эксплуатации в по крытиях возникают напряжения от воздействия центробежных сил и знакопеременных термических напряжений.

Эффективность теплозащиты покрытий и их долговечность зависит не только от теплофизических свойств, химического состава, но и от технологии нанесения покрытия.

Среди различных технологий нанесения покрытий лучшую теплозащиту при вы соком сопротивлении термомеханической усталости обеспечивает электронно-лучевой метод [1-3]. С помощью указанного метода образуется керамическое покрытие столбча той структуры на поверхности металлического подслоя (промежуточного жаростойкого ФГУП ГНЦ «ЦИАМ им. П.Н. Баранова», г. Москва 58 Научные труды МАТИ, 2010 г. Вып. 17 (89) ПРОЕКТИРОВАНИЕ И ЭКСПЛУАТАЦИЯ АВИАКОСМИЧЕСКОЙ ТЕХНИКИ покрытия) рабочей лопатки турбины. Указанное керамическое покрытие сформировано в виде столбиков (рис. 1,а,б), направленных перпендикулярно поверхности, на которую оно наносится. Столбики керамики обладают низкой теплопроводностью и обеспечива ют требуемую долговечность при термоциклировании. Существенное значение имеет то, что прочностные характеристики керамики при растяжении невысокие.

а) б) Рис. 1. Столбчатое керамическое покрытие:

вид по толщине (а), вид поверхности (б) В данной работе проводились расчетные исследования напряженно-деформиро ванного состояния (НДС) столбчатого керамического покрытия лопатки ГТД с учетом того, что в условиях эксплуатации материалы лопатки и керамического ТЗП нагружены цен тробежными силами. Деформация подслоя под действием центробежных сил совместно с температурной деформацией сопровождается увеличением расстояния между ножка ми столбчатого покрытия, сросшаяся поверхность которого при этом растрескивается на блоки и одиночные столбики (рис. 2 и 3).

Рис. 2. Развитие трещин в покрытии приводит к Рис. 3. Верхняя часть покрытия возникновению блоков Под действием центробежных сил стол бики ТЗП подвергаются изгибу. Низкая проч ность керамики при растяжении (sВ 50- МПа) приводит к обламыванию столбиков во время изгиба. Поэтому расчет максимально допустимой толщины «столбчатого» ТЗП дол жен проводиться с учетом эксплуатационных нагрузок, а также конфигурации столбиков ТЗП с учетом металлизированного нижне го керамического слоя покрытия толщиной Рис. 4. Разрушение покрыти Научные труды МАТИ, 2010 г. Вып. 17 (89) ПРОЕКТИРОВАНИЕ И ЭКСПЛУАТАЦИЯ АВИАКОСМИЧЕСКОЙ ТЕХНИКИ 10-15 мкм. На рис. 4 показано разрушение (выкрашивание) покрытия на высоте 10- мкм под воздействием эксплуатационных нагрузок.

Аналитические расчеты НДС столбиков керамического покрытия лопатки турби ны проводились при следующих условиях: частота вращения — 10000 об/мин, радиус — 400 мм от оси вращения, плотность покрытия — 4,45 г/см3, параметры столбиков:

d1 = 0,5 мкм — диаметр основания столбика, d2 = 0,55,0 мкм — диаметр верхней части столбика, l — высота столбика (толщина покрытия). Рассматривались два расчетных случая. В первом случае одиночный столбик рассматривался с закреплением его ножки консольно. Во втором случае расчет НДС столбика в блоке проводился при закрепле нии его ножки в основании блока, а его верхней части в сплошной поверхности блока с учетом гипотезы плоско-параллельного движения. Положения данной гипотезы заключа ются в следующем. Верхняя часть блока покрытия образована соединением верхних ча стей столбиков и представляет собой сплошную поверхность (крышу). Под воздействием центробежных сил вдоль оси Y на блок его крыша начинает перемещаться параллельно основанию блока. С учетом указанных условий рассчитывается НДС столбика в блоке в поле действия центробежных сил. Расчетные схемы определения НДС столбиков кера мического покрытия приведены на рис. 5. Из рис. 1а следует, что столбики имеют конус ную форму, что также отражено в схемах на рис. 5.


На основе проведенных расчетов получены распределения напряжений по высоте (по оси Х) одиночных столбиков и столбиков, находящихся в блоках, керамического по крытия высотой 100 мкм при воздействии центробежных сил (как показано на рис. 6, 7, 8, 9). Зависимость напряжений в основании столбика от его длины (l) представлена на рис. 10.

Рис. 5. Расчетные схемы определения НДС:

1 — одиночные столбики;

2 — столбики в блоках;

d1 — диаметр основания столбика, d2 — диаметр верхней части столбика, l — длина столбика 60 Научные труды МАТИ, 2010 г. Вып. 17 (89) ПРОЕКТИРОВАНИЕ И ЭКСПЛУАТАЦИЯ АВИАКОСМИЧЕСКОЙ ТЕХНИКИ Рис. 6. Распределение изгибающего момента в столбике высотой 100 мкм (d1 = 0,5 мкм, d2 = 2,0 мкм):

1 — одиночный столбик, 2 — столбик в блоке Рис. 7. Распределение напряжений в одиночном столбике высотой 100 мкм, имеющего разные поперечные размеры:

1 — d1 = 0,5 мкм, d2 = 1,0 мкм;

2 — d1 = 0,5 мкм, d2=0,5 мкм Рис. 8. Распределение напряжений в столбике высотой 100 мкм (в блоке), имеющего разные поперечные размеры:

1 — d1 = 0,5 мкм, d2 = 0,5 мкм;

2 — d1 = 0,5 мкм, d2 = 1,0 мкм;

3 — d1 = 0,5 мкм, d2 = 2,0 мкм;

4 — d1 = 0,5 мкм, d2 = 5,0 мкм Научные труды МАТИ, 2010 г. Вып. 17 (89) ПРОЕКТИРОВАНИЕ И ЭКСПЛУАТАЦИЯ АВИАКОСМИЧЕСКОЙ ТЕХНИКИ Рис. 9. Распределение напряжений в столбике высотой 100 мкм (d1 = 0,5 мкм, d2 = 2,0 мкм):

1 — одиночный столбик, 2 — столбик в блоке Конусность столбиков определяется соотношением d2/d1. Из рис. 8 следует, что при увеличении соотношения d2/d1 с 1 до 10 напряжения в основании столбика, нахо дящегося в блоке, снижаются в два раза. Анализ распределения напряжений по длине столбика высотой 100 мкм с поперечными размерами d1 = 0,5 мкм, d2 = 2,0 мкм на рис.

9 показывает, что напряжение в основании столбика в блоке меньше, чем в основании одиночного столбика в 7 раз. На рис. 10 для сравнения напряжений в основании стол бика показаны кривые 1 и 2 с отношениями d2/d1 от 1 до 2 для одиночного столбика и кривые 3, 4 и 5 с отношениями d2/d1 от 1 до 10. Из анализа рис. 10 следует, что имеются следующие ограничения по высоте столбика с учетом напряжений в основании: более высоты 120 мкм при d2/d1 = 10 и 100 мкм при d2/d1 = 4 и 80 мкм при d2/d1 = 1 для длины столбика в блоке и 80 мкм при d2/d1 = 10, 40 мкм при d2/d1 = 4 для одиночных столбиков.

Рис. 10. Напряжения в основании в зависимости от длины Одиночный столбик: 1 — d1 = 0,5 мкм, d2 = 2,0 мкм;

2 — d1 = 0,5 мкм, d2 = 0,5 мкм;

Столбик в блоке: 3 — d1 = 0,5 мкм, d2 = 0,5 мкм;

4 — d1 = 0,5 мкм, d2 = 2,0 мкм;

5 — d1 = 0,5 мкм, d2 = 5,0 мкм Выводы В условиях эксплуатации при растрескивании покрытия образовавшиеся одиноч ные столбики подвергаются изгибу под воздействием центробежных сил и при их длине по высоте более 40-100 мкм могут сломаться. В образованных блоках столбики нагру жаются в поле действия центробежных сил и при их высоте не более 100-120 мкм могут сохраниться без разрушения. Причем вероятность разрушения столбиков в блоке умень шается при повышении конусности ( отношения d2/d1 ), а вне блока значительно увели 62 Научные труды МАТИ, 2010 г. Вып. 17 (89) ПРОЕКТИРОВАНИЕ И ЭКСПЛУАТАЦИЯ АВИАКОСМИЧЕСКОЙ ТЕХНИКИ чивается. На основании проведенных исследований показано, что при проектировании столбчатых керамических покрытий их допустимая толщина должна составлять не более 100-120 мкм в условиях воздействия центробежных сил.

Литература 1. Елисеев Ю.С., Абраимов Н.В., Крымов В.В. Химико-термическая обработка и защит ные покрытия в авиадвигателестроении. — М:. Высшая школа, 1999. — 544 с.

2. Мубояджян С.А., Головкин Ю.И., Горлов Д.С., Бычков Н.Г., Лепешкин А.Р., Першин А.В., Рекин А.Д. Теплозащитные покрытия для деталей перспективных газотурбинных двигателей / Новые технологические процессы и надежность ГТД. Научно-техн. сб.

Вып. 7. — М: ЦИАМ, 2008. — С. 158-170.

3. Тамарин Ю.А., Качанов Е.Б. Свойства теплозащитных покрытий, наносимых элек тронно-лучевой технологией / Новые технологические процессы и надежность ГТД.

Научно-техн. сб. Вып. 7. — М.: ЦИАМ, 2008. — С. 125-143.

4. Бычков Н.Г., Першин А.В. Методика испытаний лопаток турбин ГТД и моделей жаро вых труб с керамическими ТЗП на термическую усталость // Вестник двигателестрое ния, 2008, №2. — С. 146-150.

5. Патент. № 2259548 Россия. Способ испытаний деталей с теплозащитным покрытием на долговечность / Н.Г. Бычков, А.Р. Лепешкин, А.В. Першин. Бюл. № 24, 2005.

6. Патент № 2259481 Россия. Лопатка турбины / Н.Г. Бычков, А.Р. Лепешкин, А.В. Першин, В.П. Почуев. Бюл. № 24, 2005.

УДК 536. КОНТРОЛЬ ТЕПЛОВОГО СОСТОЯНИЯ КОНСОЛЬНОЙ ЧАСТИ КРЫЛА САМОЛЕТА ПРИ ИСПЫТАНИИ ПРОТИВОБЛЕДЕНИТЕЛЬНОЙ СИСТЕМЫ С ИСПОЛЬЗОВАНИЕМ ТЕПЛОВИЗИОННОЙ ТЕХНИКИ С.В. Воробьев, к.т.н., проф. Ю.И. Павлов Рассмотрена методика применения тепловизора при исследовании противооблединительной системы крыла самолета.

The thermovision equipment application in the wing anti-icing system investigation is considered in the article.

Исследовалась противобледенительная система крыла самолета с имитаци ей условий полета на климатическом газодинамическом стенде. В термобарокаме ре (ТБК) создавались условия, максимально приближенные к натурным условиям обледенения в полете. Для обводнения воздушного потока применялись гидроп невматические форсунки 1 (рис. 1), установленные на пилонах 2 в трубопрово Научные труды МАТИ, 2010 г. Вып. 17 (89) ПРОЕКТИРОВАНИЕ И ЭКСПЛУАТАЦИЯ АВИАКОСМИЧЕСКОЙ ТЕХНИКИ 3 1 Рис. 1. Схема установки тепловизионной системы в ТБК на климатическом стенде:

1 — гидропневматические форсунки;

2 — пилоны;

3 — трубопровод;

4 — горячий воздух протиобледенительной системы;

5 — передняя кромка и экран;

6 — крыло;

7 — сканер тепловизионной системы AGA- де 3. Размер и температура переохлажденных капель реализовывались путем установки сопел различного диаметра, а также изменения давления и температуры подаваемой воды в зависимости от характеристик потока [1]. Во время работы системы горячий воз дух 4 подавался под экран 5 в передней кромке крыла 6.

При проведении испытаний осуществлялось измерение распределения темпера туры по поверхности исследуемого элемента с помощью модернизированной коротко волновой тепловизионной системы AGA-782. Сканер тепловизора 7 устанавливался в термобарокамере в сечении среза сопла, что уменьшает влияние обводненного потока, и соединялся с блоком управления экранированным кабелем, с которого выходной сиг нал записывался на ПК с помощью платы АЦП «Л-КАРД» и обрабатывался программой «ТЕРМО». Имеется несколько алгоритмов обработки термоизображений интенсивности ИК-излучения в температуру, что позволяет контролировать тепловое состояние объ екта во время эксперимента, а также производить дальнейшую обработку результатов.

Кадры, полученные с тепловизора, представляют собой прямоугольный массив точек.

Каждой точке соответствует некоторое цифровое значение. Это значение пропорцио нально потоку излучения, поступающему в тепловизор и представляет собой усиленный и оцифрованный сигнал приемника ИК-излучения. Кроме температуры исследуемого объекта на величину сигнала влияют: коэффициент излучательной способности объекта (степень черноты объекта);

отраженные фоновые излучения, зависящие от температуры окружающих объектов и черноты объекта;

поглощение излучения средой (окном, зерка лом);

характеристики конкретного приемника ИК-излучения, объектива, установленной диафрагмы и диапазона измерения.

Температуру поверхности определли по градуировочной кривой используемого тепловизора, представляющей собой зависимость сигнала уровня излучения от темпе ратуры абсолютно черного тела. Температурная ошибка зависит от излучательной спо собности объекта, спектрального диапазона измерения и температуры. Важно опреде лить численное значение коэффициента излучения, так как различие в коэффициентах излучения на 1 % эквивалентно разности температур 1К [2]. Значения коэффициентов излучения и отражения зависят от состояния поверхности, формы, структуры, распреде ления льда и водяной пленки, которые изменяются во время эксперимента. Поэтому для калибровки тепловизора в диапазоне температур 260372 К выбрана конфигурация мо дели (рис. 2), где исследуемая пластина 1, с установленной ХК-термопарой 2, помещена в теплоизолированный корпус 3. Температура внутри корпуса регулируется с помощью нагревательного элемента 4, или хладагентом, например теплообменника с твердой 64 Научные труды МАТИ, 2010 г. Вып. 17 (89) ПРОЕКТИРОВАНИЕ И ЭКСПЛУАТАЦИЯ АВИАКОСМИЧЕСКОЙ ТЕХНИКИ Рис. 2. Модель для калибровки тепловизионной системы:

1 — зачерненная пластина;

2 — термопара на пластине;

3 — корпус модели;

4 — нагревательный элемент;

5 — кювета с твердым СО2 (сухой лед);

6 — компрессор;

7 — зачерненные перегородки;

8 — термопара для контроля теплового состояние внутренней стенки модели;

9 — центральное отверстие фазой СО2 («сухим» льдом). Поток с заданной температурой нагнетается в корпус 3 с помощью компрессора 6, и проходит вдоль стенок корпуса через щели в пере городках 7. По данным с термопары 8, установленной на противоположной от пластины 1 стенке, применяется для контроля при регулировании температуры внутри корпуса 3.

Излучение от внешних тел, попадающее через центральное отверстие 9, поглощается внутренними стенками корпуса и перегородками 7.

Модель для калибровки инфракрасных приборов при низких температурах обеспе чивает термостабилизацию, равномерность температурного поля внутренних поверх ностей и исключает влияние от внешних источников излучения, что позволило оценить влияние на изменение излучательной способности в условиях обледенения в зависимо сти от типа льда и его распределения на поверхности. Однако следует учитывать, что в представленной схеме охлаждение при применении хладагента, пары которого погло щают ИК-излучение в измеряемом диапазоне, необходимо применять теплообменник.

Например, пары СО2 интенсивно поглощают в интервале длин волн от 4,1 до 4,5 мкм, что влияет на коэффициент поглощения средой и результаты калибровки.

С целью повышения точности и верификации данных была применена коррекция показаний тепловизора с помощью контрольной точки, установленной на поверхности крыла (рис. 3) в зоне видимости тепловизора в виде пластины с термопарой в месте, где она не оказывала влияния на образование льда и работу противообледенительной системы, и подвергалась минимальному воздействию обводненного потока.

В случае, когда промежуточная среда имеет су щественное влияние из-за большой водности потока и тумана, а объекты измерения располо жены на различном удалении от тепловизора в пространстве, тогда предпочтительна установка нескольких контрольных точек. Излучение, реги стрируемое тепловизором, испускается с тонкого слоя поверхности, поэтому необходимо избегать Рис. 3. Фото крыла с выделенной областью возможного обмерзания или попадания воды.

визирования тепловизором Для этого возможно осуществлять подогрев или Научные труды МАТИ, 2010 г. Вып. 17 (89) ПРОЕКТИРОВАНИЕ И ЭКСПЛУАТАЦИЯ АВИАКОСМИЧЕСКОЙ ТЕХНИКИ обдув поверхности контрольной точки с целью достижения стабильности спектральных характеристик.Основным недостатком используемой тепловизионной системы является ограниченное время работы, связанное с системой охлаждения детектора тепловизора жидким азотом, которое сокращается при понижении давления в ТБК. Кроме того, при понижении давления в барокамере (H6000 м, Р50 кПа) снижается температура кипения азота, охлаждающего детектор, что незначительно изменяет его уровень сигнала, влияет на расчет температуры и требует дополнительной калибровки системы при.Собственное тепловое излучение от тела, особенно с низкими коэффициентами излучения, может подвергаться воздействию нагретых тел и галогеновых осветителей создающих фоновое излучение, которое отражается от объекта исследования. Такие источники необходимо закрывать экраном или выключать на время термометрирования.

Спектральные фильтры снижают влияние на ослабление излучение обводненным потоком, который ослабляет излучение путем рассеивания после прохождения через молекулы и аэрозольные вещества. Водяной пар имеет сильные полосы поглощения в диапазонах волн 2,6-2,9 мкм и 5,9-7,5 мкм [3]. Ослабление в этих полосах зависит от тол щины слоя, концентрации паров, распределения капель по размерам и водности потока.

Мелкие капли и туман сильно рассеивают излучение, в то время как крупные капли срав нительно хорошо его пропускают. В данных условиях более эффективно использовать длинноволновую тепловизионную систему, работающую в диапазоне от 8 до 14 мкм, так как с увеличением длинны волны уменьшается влияние тумана и мелких капель. Кроме того в данном диапазоне, по закону Планка, находится максимальная интенсивность из лучения для измерения объектов с температурой от 240 до 360 К.

По результатам проведенных измерений получено распределение во времени тем пературы и теплового состояния после включения противообледенительной системы.

30ая секунда 1ая секунда 40ая секунда 6ая секунда Рис. 4. Термоизображения обогреваемой части крыла после включения противооблеенительной системы 66 Научные труды МАТИ, 2010 г. Вып. 17 (89) ПРОЕКТИРОВАНИЕ И ЭКСПЛУАТАЦИЯ АВИАКОСМИЧЕСКОЙ ТЕХНИКИ На рис. 4 представлены термоизображения передней обогреваемой кромки крыла в об ласти визирования тепловизором (рис. 3) после включения подогрева, по которым мож но определить тепловое состояние поверхности во времени, а так же анализировать эффективность работы системы и выявлять места перегрева во время эксперимента.

После включения Незначительная неравномерность нагрева поверхности может быть связана с внутренними силовыми элементами крыла и слабо влияет на срыв льда. Это подтверждается данными с установленных в термобарокамере видеокамер, по которым видно разрушение и унос ледяных наростов.

Эксперименты показали, что применение тепловизионной техники позволяет определять места вероятного обмерзания, нарастания льда. Наиболее эффективно про водить испытания и диагностику противообледенительных систем различных типов со вместно с фото- и видеонаблюдением. Это позволяет также получать полную тепловую картину изменения во времени объекта без установки дополнительных термопар, пред упреждать нестандартные и аварийные ситуации, связанные с перегревом во время про ведения эксперимента. Отработанные в результате выполненной работы методики могут быть использованы в исследовательских работах по изучению обмерзания, а также в эксплуатации при диагностике элементов летательных аппаратов и двигателя.

Литература 1. Основы расчета, конструирования и испытаний противообледенительных систем авиационных двигателей. / А.Н. Антонов, Н.К. Аксенов, А.В. Горячев, С.В. Чиванов. — М.: ЦИАМ, 2001.

2. Зигель Р., Хауэлл Дж. Теплообмен излучением. — М.: Мир, 1975.

3. Юхневич Г.В. Инфракрасная спектроскопия воды. — М.: Наука, 1973.

УДК 629. ИМИТАЦИОННОЕ МОДЕЛИРОВАНИЕ МУЛЬТИСЕРВИСНЫХ БОРТОВЫХ ЦИФРОВЫХ ПЛАТФОРМ СТАНДАРТА DVB-RCS д.т.н., проф. А.А. Генов*, к.т.н. В.В. Осипов*, к.ф-м.н. С.Б. Савилкин* Мультисервисные бортовые цифровые платформы (МБЦП) стандарта DVB-RCS могут стать в перспективе технологическим ядром большинства современных спутников связи и вещания. Применение МБЦП существенно повышает бюджет радиолиний, снижает требования к энергетическим параметрам земных станций (ЗС) и позволяет обеспечивать новые и более качественные услуги связи.

Multiservice onboard digital platforms (MODP) standard DVB-RCS can become in the long term a technological kernel of the majority of modern communication satellites and announcements. Application MODP essentially raises the budget of radio lines, reduces requirements to power parametres of terrestrial stations and allows to provide a new and better telecommunication service.

Введение Практически все действующие в России в настоящее время космические аппараты (КА) созданы по принципу — прямой ретрансляции с частным (FDMA) раз делением каналов. Несмотря на простоту построения, такие КА имеют ряд суще ственных недостатков [5]: несанкционированный (пиратский) доступ к ресурсам КА, * Статья подготовлена по результатам исследований, проведенных при выполнении гранта РФФИ 09-07-00055-а Научные труды МАТИ, 2010 г. Вып. 17 (89) ПРОЕКТИРОВАНИЕ И ЭКСПЛУАТАЦИЯ АВИАКОСМИЧЕСКОЙ ТЕХНИКИ высокая стоимость центральных ЗС (HUB), невозможность организации прямой свя зи абонентских ЗС друг с другом.

Основными потребителями ресурса таких КА являются, как правило, крупные корпоративные пользователи, имеющие собственные дорогостоящие центральные ЗС и развитую сеть абонентских станций. Мелкие коммерческие структуры и частные пользователи могут получить доступ к ресурсу таких КА только как подписчики крупных корпоративных пользователей. Стандарт DVB-RCS в сетях спутниковой связи с прямой ретрансляцией реализуется наземной программно-аппаратной платформой DVB-RCS в составе центральных ЗС (HUB) [8, 9].

Быстрый рост числа КА с прямой ретрансляцией существенно превышает рост числа крупных корпоративных пользователей и в перспективе ведет к малой загруженности ресурсов действующих КА.

МБЦП позволяет реализовать стандарт DVB-RCS, разместив программно-аппарат ную платформу DVB-RCS на борту КА. Ресурс КА с МБЦП становится доступным любому зарегистрированному в сети DVB-RCS пользователю [6, 7], исключается пиратский доступ к КА, существенно повышается бюджет радиолиний, снижаются требования к энергетическим параметрам земных станций (ЗС), обеспечивается возможность организации прямой связи абонентских ЗС друг с другом.

Особенно актуально применение МБЦП для развития регионального телевидения, обеспечения непосредственного телевизионного вещания, предоставления высокоскоростных «Интернет» услуг и для организации телефонной связи в удаленных регионах.

Малоразмерные сети стандарта DVB-RCS КА с МБЦП позволяют создавать собственные мультимедийные сети спутниковой связи большому числу мелких коммерческих структур и частных пользователей.

Типичной особенностью таких сетей спутниковой связи стандарта DVB-RCS является их относительно небольшая размерность при сохранении по всем типам трафика признаков полноразмерной мультимедийной сети.

В общем случае эффективность функционирования малоразмерной сети связи стандарта DVB-RCS может быть выражена в виде функции:

W24 = F { Z (t), K (t), A(t) }, где W24 — усреднённый за сутки энергетический и частотно-временной ресурс КА, выде ленный для работы сети;

Z(t) = {Z1(t),..., Zn(t)} — закон изменения во времени суммар ного мультимедийного трафика сети;

К(t) = {К1(t),..., Кn(t)} — качество обслуживания суммарного мультимедийного трафика сети;

А(t) — алгоритм адаптивного управления энергетическим и частотно-временным ресурсом КА;

n — общее число компонент мультимедийного трафика сети.



Pages:     | 1 || 3 | 4 |   ...   | 15 |
 





 
© 2013 www.libed.ru - «Бесплатная библиотека научно-практических конференций»

Материалы этого сайта размещены для ознакомления, все права принадлежат их авторам.
Если Вы не согласны с тем, что Ваш материал размещён на этом сайте, пожалуйста, напишите нам, мы в течении 1-2 рабочих дней удалим его.