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 |   ...   | 4 | 5 || 7 | 8 |   ...   | 15 |

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

-- [ Страница 6 ] --

Таким образом, температура на выходе 5-ой зоны записывается, (22) где длина окружности первого канала;

длина пятой зоны.

• Определяются расчетные толщины коксоотложений на одномерных участках канала.

• Определяются тепловые потоки на - мерных участках.

• Определяются расчетные толщины коксоотложений на гранях угловых элементов.

Литература 1. Шихман Ю.М., Шлякотин В.Е., Хритов Л.М., Яновский Л.С. и др. Исследования пер спективных ВРД, использующих углеводородные топлива повышенного хладоресур са. // Фундаментальные и прикладные проблемы космонавтики, №4, 2000. — Стр.

33-41.

2. Яновский Л.С. Коксоотложения в каналах топливных систем и систем регенеративно го охлаждения двигателей летательных аппаратов. — М.: Изд-во МАИ, 1995.

3. Лыков А.В. Теория теплопроводности. М.: Высшая школа,1967.

4. Яновский Л.С., Каменецкий Б.Я. Теплоотдача при вынужденном течении в обогревае мых трубах углеводородных топлив сверхкритического давления // ИФЖ. Том 60, №1, 1991. — С. 46-49.

162 Научные труды МАТИ, 2010 г. Вып. 17 (89) ТЕХНОЛОГИИ АВИАРАКЕТОСТРОЕНИЯ УДК 621.98. ОСОБЕННОСТИ ДЕФОРМИРОВАНИЯ СВАРНЫХ АЛЮМИНИЕВЫХ ЗАГОТОВОК* А.В. Воронков, д.т.н., проф. В.И. Ершов Рассмотрены особенности деформирования сварных листовых заготовок из алюминиевых сплавов. Установлено влияние сварного шва и околошовной зоны на предельные возможности фор моизменения.

Specifics of deformation of aluminum alloy welded blanks are discussed. Influence of weld upon possi bility deforming process is established.

В машиностроении, особенно при изготовлении крупногабаритных деталей, широ ко используются сварные заготовки, полученные различными видами сварки.

Основными факторами, ограничивающими возможности формоизменения свар ных заготовок, являются изменение физико-механических характеристик материалов в зоне сварного шва, наличие остаточных напряжений и деформаций в зоне шва и нали чие концентратов напряжений в сварном шве [1, 2]. Теоретическое определение степени воздействия каждого из этих факторов на пластичность материалов крайне сложно и в настоящее время не представляется возможным. Поэтому основным способом получе ния информации о механических характеристиках сварных деталей являются испытания образцов или натурных деталей. Наиболее широко применяется испытание сварных об разцов на растяжение [3-6].

В связи с многообразием материалов и способов сварки, в настоящее время не представляется возможным дать общие рекомендации, справедливые для всех сочета ний, указанных выше факторов. Ограничимся рассмотрением деформирования загото вок из алюминиевых сплавов, сваренных аргонно-дуговой однопроходной сваркой встык.

Рассмотрим деформации и напряжения при растяжении плоских сварных загото вок. Наиболее заметно перечисленные выше факторы влияют на величину и характер распределения напряжений и деформаций в направлении, перпендикулярном сварному шву. Поэтому испытаниям подвергались образцы с поперечным расположением свар ного шва. Образцы толщиной 1-4 мм изготовлялись из АМг2М, АМг3М, АМг5М и АМг6М, причем они вырезались после сварки двух листов для исключения влияния непроваров на кромках листов на результаты испытаний.

Для оценки влияния предварительной подготовки сварного шва и околошовной зоны на пластичность материалов испытаниям подвергались образцы с удаленными усилением и проплавом, с удаленным усилением, с удаленным проплавом, а также без зачистки сварного шва.

Характерные для сварных образцов распределения местных удлинений показаны на рис. 1.

* Работа выполнена по плану аналитической ведомственной целевой программы «Развитие на учного потенциала высшей школы (2009-1010 годы)».

Научные труды МАТИ, 2010 г. Вып. 17 (89) ТЕХНОЛОГИИ АВИАРАКЕТОСТРОЕНИЯ ’ ’ 1 0,6 0, Сварной шов Сварной шов 0,4 0, 0, 0, 3 50 40 30 20 10 0 10 20 30 мм б) 50 40 30 20 10 0 10 20 30 мм а) а) б) ’ 0, Сварной шов 0, 0, Рис. 1. Распределение местных удлинений вдоль сварных образцов:

в) 50 40 30 20 10 0 10 20 30 мм а — зачищен проплав (1 — АМг2М, толщина 3,0 мм;

2 — АМг2М, тол ’ в) щина 2,0 мм;

3 — АМг6М, толщина 2,0 мм;

4 — АМг6М, толщина 3,0 мм);

0, б — зачищено усиление Сварной шов (1 — АМг2М, толщина 2,0 мм и 3,0 мм;

2 — АМг6М, толщина 2,0 мм);

0, в — зачищены усиление и проплав (1 — АМг2М, толщина 3,0 мм;

2 — АМг6М, толщина 2,0 мм;

3 — АМг2М, 0, толщина 2,0 мм);

г — шов не зачищен 3 (1 — АМг2М, толщина 2,0 и 3,0 мм;

2 — АМг6М, толщина 1,5 мм;

3 — АМг6М, мм 50 40 30 20 10 0 10 20 г) толщина 2,0 и 3,0 мм);

г) д — шов прокатан ’ (АМг6М, толщина 1,5 мм (1 — q = 60 МПа;

2 - q = 90 МПа;

3 - q = 120 МПа) 0, Сварной шов 0, 2 0, д) 50 40 30 20 10 0 10 20 30 мм д) При испытаниях было установлено, что образцы из АМг2М и АМг3М в большин стве случаев разрушаются в пределах зоны термического влияния (в 15-20 мм от свар ного шва), а образцы из АМг6М и АМг5М разрушаются по границе сварного шва. При разрушении образцов за пределами сварного шва значение относительного удлинения 164 Научные труды МАТИ, 2010 г. Вып. 17 (89) ТЕХНОЛОГИИ АВИАРАКЕТОСТРОЕНИЯ в месте разрыва близко к значению, получаемому при испытаниях основного мате риала. Значение равномерного удлинения в пределах зоны термического влияния при мерно вдвое меньше значения для основного материала, причем практически не зависит от способа подготовки сварного шва перед деформированием. Прочностные ха рактеристики материала снижаются на 12-15 %.

Около 30 % образцов из АМг2М и АМг3М и все образцы из АМг6М и АМг5М разру шались по границе сварного шва. При этом примерно вдвое уменьшалось по срав нению с удлинением основного материала, также уменьшалось примерно вдвое в пределах зоны термического влияния, а за пределами этой зоны деформации независи мо от места разрушения в 3-4 раза меньше, чем основного материала. Значение мало зависит от способа подготовки сварного шва, а равномерное удлинение в пределах зоны термического влияния оказалось на 20-50 % больше в случаях растяжения образцов с незачищенными усилением и проплавом, чем на образцах с зачищенным усилением или проплавом. На значение оказывает влияние и толщина образца: с ростом тол щины уменьшается, а при этом меняется мало.

Локализация деформаций независимо от места разрушения образца происходит по одну сторону от сварного шва. Размеры зоны локализации не выходят за пределы зоны термического влияния по одну сторону от сварного шва и могут быть определены с помощью зависимости lШ = 10 +2 s Предварительная прокатка сварного шва в роликах с различной степенью обжа тия усиления и проплава показала возможность получения практически равномерного распределения деформаций в шве и околошовной зоне при давлении роликов 100— МПа, но пластичность материала при этом снижается из-за наклепа [6]. Относительное удлинение в пределах зоны термического влияния не превышает 0,3—0,5 основно го материала, а за ее пределами удлинение в 3—4 раза меньше основного мате риала. Лишь прокатка с нагревом заготовки до температур 350—380 °С при значении обжатий 20—30 % позволяет получить удлинения порядка (0,85-0,90), но данный способ подготовки сварного шва сложно осуществить на ре альных пространственных заготовках.

В связи с тем, что разрушение всех видов образцов может происходить по свар ному шву, определение возможностей формоизменения произведем, исходя из данного варианта разрушения. При разрушении в зоне термического влияния за пределами шва удлинение будет больше того минимального значения, которое определяется для случая разрушения по шву. Характер распределения деформаций вдоль образца для расчетно го варианта представлен на рис. 2.

Сварной шов кс вс Рис. 2. Характер распреде с ления удлинений при растя жении сварных образцов Р Р Сопоставление данных, полученных при разрушении заготовок за пределами шва и по сварному шву, позволяет оценить влияние концентраторов напряжений на проч Научные труды МАТИ, 2010 г. Вып. 17 (89) ТЕХНОЛОГИИ АВИАРАКЕТОСТРОЕНИЯ ностные характеристики материалов и их пластичность. Как показали эксперименты, для использованных алюминиевых сплавов с увеличением толщин заготовок влияние кон центраторов на механические характеристики материалов усиливается. Коэффициент концентрации напряжений может быть определен с по мощью следующей эмпирической зависимости:

Kн= 1 + 0,05 s Временное сопротивление материала в зоне термического влияния и основного материала показывает, что для исследованных материалов величина коэффициента ослабления материала в зоне термического влияния колеблется в пределах 0,85—0,90.

Относительное удлинение сварного образца можно оценить исходя из условия, что при в образце возникают создании за пределами зоны термического влияния усилия напряжения. При этом на границе сварного шва начинается локализация, которой соответствуют напряжения вблизи границы шва. При линейном характере упрочнения [6] запишем (1) где, — площади поперечных сечений образца за пределами зоны термического влияния и на границе сварного шва;

— остаточные напряжения в шве и около шовной зоне.

Остаточные напряжения, входящие в уравнение (1), можно определить из уравнения где — модуль упругости. Учитывая, что ;

, из (1) получим (2) где — удлинение на границе шва.

В зоне термического влияния при этом будут действовать напряжения (3) Полагая, что характер упрочнения линейный и, из выражений (3) и (2) получим (4) Принимая линейный закон упрочнения за пределами зоны термического влияния, (5) Уравнения (4) и (5) позволяют определить значение деформаций в зоне термиче ского влияния и за ее пределами при известном значении, соответствующем значению локализации деформаций на границе шва. При принятом линейном харак 166 Научные труды МАТИ, 2010 г. Вып. 17 (89) ТЕХНОЛОГИИ АВИАРАКЕТОСТРОЕНИЯ тере упрочнения можно записать, т. е. в момент начала ло кализации деформации на границе шва уменьшаются пропорционально уменьшению напряжений.

После начала локализации деформации на границе сварного шва развитие де формации за пределами зоны термического влияния прекращается. Прирост деформа ции происходит лишь в полушейке.

Выполненные исследования позволили установить, что сварное соединение ока зывает значительное влияние на распределение деформаций в зоне растягивающих напряжений и место разрушения при достижении предельного состояния.

Литература 1. Технология и оборудование сварки плавлением. Под ред. Г.Д. Никифорова. Учебник для студ. вузов. — М.: Машиностроение, 1978. — 327 с.

2. Материалы в машиностроении. Выбор и применение. Т.1. Цветные металлы и спла вы. / Под ред. Л.П. Лужникова. — М.: Машиностроение, 1987. — 304 с.

3. Бернштейн М.Л., Займовский В.А. Механические свойства материалов. — М.:

Металлургия, 1979. — 495 с.

4. Методы испытания, контроля и исследования машиностроительных материалов.

Справочное пособие: В 2 т./ Под общ. ред. А.Г. Туманова. Т.2. Методы исследования механических свойств металлов. — М.: Машиностроение, 1974 — 320 с.

5. Фридман Я.Б. Механические свойства металлов: В 2 т. Т.1: Деформации и раз рушение. — М.: Машиностроение, 1974. — 472 с.: Т.2: Механические испытания.

Конструкционная прочность. — М.: Машиностроение, 1974. — 368 с.

6. Кроха В.А. Упрочнение металлов при холодной пластической деформации. — М.:

Машиностроение, 1980. — 157 с.

УДК 621. АНАЛИЗ РАСПРЕДЕЛЕНИЯ ДЕФОРМАЦИЙ ПРИ РОТАЦИОННОЙ ВЫТЯЖКЕ к.т.н., доц. В.И. Добровольский, А.Д. Куликов*, к.т.н. И.А. Бурлаков** В работе рассмотрен алгоритм генерации траекторий движения инструмента при многопроходной вытяжке и приведен анализ распределения деформаций по сечению заготовки и изменения степени де формации элемента по проходам This article describes an algorithm of tool path generation at multipass drawing. Analysis of deformation distribution on workpiece sections and variation of deformation value of element at each pass was carried out.

Ротационная вытяжка — это технологический процесс последовательного формо образования плоских или полых осесимметричных вращающихся заготовок путем при ложения локальной деформирующей нагрузки, перемещающейся по поверхности заго * ФГУП ММПП «Салют», г. Москва.

** Филиал «НИИД» ММПП «Салют», г. Москва.

Научные труды МАТИ, 2010 г. Вып. 17 (89) ТЕХНОЛОГИИ АВИАРАКЕТОСТРОЕНИЯ товки по винтовой линии. Деформирующая нагрузка создается при помощи одного или нескольких свободно вращающихся давильных роликов, перемещающихся поступатель но по заданной траектории. Заготовка прижимается к вращающейся оправке. Давильный ролик движется по спирали относительно поверхности заготовки.

Рассмотрим алгоритмы генерации траекторий движения инструмента при много проходной вытяжке. Чаще всего при проектировании многопроходной вытяжки ставятся следующие цели: обеспечение минимального утонения заготовки;

достижение макси мальной степени вытяжки за один переход;

использование наименьшего числа опра вок при изготовлении детали. Перечисленные цели уже свидетельствуют, что процесс управляем в довольно широком диапазоне. Так, например, при однопроходной вытяжке утонение подчиняется закону синуса, реализуется только операция вытяжки, и необхо дима смена оправок после каждого перехода. При многопроходном процессе утонение зависит от типа траекторий, вытяжка сочетается с элементами обжима в одном процес се, или реализуется только обжим, деформирование большей частью осуществляется вне контакта с оправкой. Многие типы деталей, которые изготавливают многопроходным процессом, получить однопроходной вытяжкой или невозможно, или требуется большое количество комплектов оснастки для реализации многопереходного процесса, напри мер, вытяжка простой детали типа «стакан» при однопроходном процессе трудно осуще ствима. Преимуществом многопроходной вытяжки является циклическое изменение де формированного и напряженного состояния, что обеспечивает «тренировку» материала и повышение служебных характеристик детали.

Однако, ввиду сложности управления многопроходным процессом, он получил меньшее распространение и недостаточно изучен.

Будем рассматривать только половину меридионального сечения заготовки по эта пам деформирования. В качестве первого приближения диаметр заготовки рассчитаем, исходя из объема детали. Имея модель детали, определяем площадь боковой поверх ности детали и площадь части детали, которая не подвергается деформированию, на пример, дно стакана, суммированием площадей участков детали.

Иногда для получения более точных размеров детали и обеспечения большей вы тяжки оставляют технологический фланец, который срезается после операции.

Будем при описании процесса использовать квазиодномерную конечноэлемент ную модель. Считая, что деформированное состояние осесимметричное, конечные эле менты расположим вдоль меридионального сечения. Произведем разбиение поверхно сти заготовки на n-1 элементов. Используем равномерное разбиение деформируемой части заготовки.

Управление процессом осуществляется посредством задания кинематики движе ния инструмента и режимов обработки. При генерации кинематики процесса будем от талкиваться от планируемых положений заготовки на каждом проходе. Задавать форму заготовки будем с помощью углов наклона, элементов к оси Х. Обозначим углы наклона vi. Будем называть зоной деформирования участок заготовки в процессе деформирова ния, располагающийся между зонами контакта заготовки с оправкой или между зоной контакта и фланцем. Последнюю зону будем называть консольной.

Перед первым проходом зоны контакта известны. Если заготовка плоская, то на первом проходе, по данным экспериментов, реализуется плоское деформированное со стояние (= 0), углы наклона элементов задаются равными начальному углу vi = v ‘.

168 Научные труды МАТИ, 2010 г. Вып. 17 (89) ТЕХНОЛОГИИ АВИАРАКЕТОСТРОЕНИЯ Начальный угол выбирается в пределах 25…35 в зависимости от характеристик ма териала и геометрии детали. Меньше указанного диапазона его выбирать нецелесоо бразно, так как в этом случае происходит сильное пружинение. Большой стол назначать нежелательно, потому что на первом проходе выберется большая доля запаса пластич ности материала, что может привести к разрушению заготовки в дальнейшем.

В связи с тем, что с увеличением числа проходов жесткость формируемой обо лочки в окружном направлении уменьшается, и увеличивается, соответственно, податли вость фланца, интенсивность деформирования целесообразно постепенно увеличивать.

Наибольшее утонение на проходе наблюдается при внедрении ролика в заготовку, в последней стадии укладки участка заготовки на оправку и перед жестким фланцем.

Чтобы остановить дальнейшее интенсивное утонение в опасной зоне при внедрении ро лика и укладке на оправку, на каждом последующем проходе следует стремиться уло жить некоторый участок готовки на оправку, особенно если формообразование ведется только прямыми проходами.

Несколько восстанавливают толщину заготовки в опасной зоне обратные проходы.

Образуемая перед роликом волна материала перемещается от периферии консольной области к ее началу и обеспечивает появление положительных деформаций по толщине в зоне торможения волны вблизи оправки.

При обратных проходах на консольных участках осуществляется обжатие оболочки в окружном направлении. Это меняет схему деформированного и напряженного состояния.

Увеличение сжимающих напряжений может привести к потере устойчивости в виде гофро образования. Чтобы избежать этого, необходимо начинать обратный проход на некотором расстоянии от фланца, используя его и близлежащую к нему часть оболочки как пояс жест кости, сдерживающий гофрообразование. Наблюдения показали, что оптимальным являет ся отступ от фланца на одну треть длины консольного участка. Углы наклона элементов vi, задаются на этом участке равными углам наклона на предыдущем проходе vi0.

Отступ необходимо делать даже в том случае, когда фланец достаточно широкий и вероятность гофрообразования невелика, так как при выполнении обратного прохода от самого фланца возникающие изгибающие моменты образуют у основания фланца пластический шарнир. Это приводит к изгибу фланца в сторону ролика с образованием так называемой «панамы». Деформации, необходимые при выправлении «панамы» на последующем проходе, уменьшают ресурс пластичности материала.

Таким образом, имеется необходимое количество аналитических зависимостей, которые позволяют перейти к написанию алгоритма, моделирующего процесс формовки детали типа «стакан». Данная модель необходима для анализа распределения дефор маций по сечению заготовки на проходе и изменения степени деформации элемента по проходам.

Рассмотрим укрупненные пункты моделирующего алгоритма.

1. Считывание координат точек внутренней поверхности заготовки, определяющих размеры детали, предполагаемого количества проходов и количества элементов, на ко торые производится разбиение.

2. Вычисление объема детали — заготовки.

3. Расчет диаметра заготовки.

4. Расчет координат узлов на поверхности, обращенной к оправке перед дефор мацией.

Научные труды МАТИ, 2010 г. Вып. 17 (89) ТЕХНОЛОГИИ АВИАРАКЕТОСТРОЕНИЯ 5. Вычисление координат узлов после первого прохода.

6. Вычисление углов наклона первого и последнего элемента зоны деформиро вания, длины зоны деформирования и числа элементов, укладываемых за проход для следующего прохода.

7. Определение текущего элемента, как первого элемента зоны деформирования.

8. Проверка на факт необходимости укладки узла в данный момент выполне ния алгоритма (если это первое обращение к этой строчке, то критерий необходимо сти проведения укладки (переменная «continue») установлена в значении «правда» по умолчанию).

9. Проверка на факт оперирования первым узлом зоны деформации.

10. Проверка результата расчета количества узлов укладываемых на данном про ходе (если оно равно количеству уложенных, то дальнейшая укладка невозможна).

11. В случае выполнения всех условий (8, 9, 10) осуществляется переход к шагу 12, иначе к шагу 13.

12. Прибавление к номеру первого элемента зоны деформирования единицы, угол наклона текущего элемента становится равным 90.

13. Вычисляется угол наклона элемента (то есть происходит обжатие без укладки).

14. Вычисляется приращение меридиональной деформации элемента за проход.

15. С учетом деформации вычисляется новая длина элемента, его координаты, а также окружная деформация элемента.

16. К номеру текущего элемента прибавляется единица.

17. Если номер текущего элемента больше номера последнего элемента зоны де формирования и все планировавшиеся элементы уложены, то производится переход к шагу 6, иначе к следующему шагу.

18. Если номер текущего элемента больше номера последнего элемента зоны де формирования и не все планировавшиеся элементы уложены, переменной «continue»

присваивается значение «истина», а номеру текущего элемента присваивается номер первого элемента зоны деформирования.

19. Проверка условия равенства значений начального и конечного элемента зоны деформирования. Если условие выполняется, значит, формовка заготовки завершена и производится выход из части программы, рассчитывающей деформационные параме тры заготовки иначе переход к следующему шагу.

20. Переход к шагу 10.

21. Переход к шагу 8.

22. Вывод полученных результатов в рабочие листы Excel.

Анализ деформации в результате формоизменения заготовки с учетом укладки узлов на поверхность оправки показал (рис. 1), что максимальные деформации, а имен но меридиональные деформации имеют место в момент укладки узлов на поверхность оправки, что в комбинации с внедрением ролика в заготовку дает высокий процент веро ятности возникновения брака в виде окружных трещин. Отсюда следует, что при много проходной вытяжке наибольшее число укладываемых узлов должно приходиться на об ратные проходы.

В связи с тем, что при укладке заготовки в промежуточных зонах при формов ке ступеней наблюдается крайне сложное распределение деформаций внутри зоны, не 170 Научные труды МАТИ, 2010 г. Вып. 17 (89) ТЕХНОЛОГИИ АВИАРАКЕТОСТРОЕНИЯ представляется возможным отразить эту стадию в данной модели. Учитывая то, что в этой зоне, а именно в углу перед закраиной, возникали окружные трещины, и требовался местный нагрев при формовке данных участков, необходимо применение метода при нудительного подтягивания металла с соседних участков.

изменений деформаций Значения Номер элемента в меридиональном сечении заготовки Рис.1. Зависимости изменений меридиональных и окружных деформаций элементов зоны деформирования меридионального сечения заготовки при проходе от их положения:

— изменение меридианных деформаций;

— изменение окружных деформаций УДК 620.192. МИКРОМЕХАНИЧЕСКИЕ МОДЕЛИ ДЕФОРМИРОВАНИЯ МНОГОСЛОЙНЫХ КОНСТРУКЦИЙ ИЗ ИЗОТРОПНЫХ И ТРАНСВЕРСАЛЬНО-ИЗОТРОПНЫХ МАТЕРИАЛОВ ДЛЯ ОЦЕНКИ ЖЕСТКОСТИ И ПРОЧНОСТИ ДЕТАЛЕЙ И УЗЛОВ ГАЗОТУРБИННЫХ ДВИГАТЕЛЕЙ д.т.н., проф. Т.Д. Каримбаев*, к.т.н. Б.М. Мыктыбеков*, к.т.н., доц. П.А. Ухов В статье предложена модель деформирования композиционных материалов, состоящих из набора монослоев с произвольными углами армирования. Модель основана на соотношениях теории течения.

In this article model of composite materials is offered. The composite material is presented as a set of monolayers with any corners of reinforcing. The model is based on parities of the theory of current.

При использовании композиционных материалов для изготовления различных узлов и деталей создаются многослойные конструкции, слои которых состоят из изо тропных и трансверсально-изотропных материалов. Это связано с тем, что однонаправ ленно-армированные композиционные материалы имеют слабые механические харак теристики в плоскости изотропии. Поэтому в современных конструкциях для получения необходимых прочностных характеристик применяются многослойные композиционные материалы, где каждый монослой имеет свой угол армирования. Подбирая монослои с * ФГУП ГНЦ «ЦИАМ им. П.И. Баранова», г. Москва.

Научные труды МАТИ, 2010 г. Вып. 17 (89) ТЕХНОЛОГИИ АВИАРАКЕТОСТРОЕНИЯ различными углами армирования, можно создавать композиционные материалы с зара нее определенными и требуемыми свойствами в различных направлениях.

В отличие от изотропных или трансверсально-изотропных тел, такая анизотропная среда описывается большим числом упругих характеристик. Число упругих характери стик материала зависит от симметрии внутреннего строения материала и в общем слу чае может достигать 21. Однако при расчете напряженно-деформированного состояния конструкций из пакета таких слоев возникают некоторые трудности. Они связаны с от сутствием простых и достаточно точных аналитических методов определения механи ческих характеристик деформирования таких сложных многокомпонентных систем. Для формирования характеристик многослойного материала необходимо в первую очередь определить свойства каждого отдельного монослоя.

Каждый монослой считается ортотропным однородным телом, которое обладает тремя плоскостями упругой симметрии. Обобщенный закон Гука в этом случае будет иметь вид [1]:

Эти соотношения удобно представить, введя технические константы Ei, Gij, nij, при чем вместо буквенных индексов будем писать численные:

.

В силу симметрии матрицы в правой части уравнений обобщенного закона Гука, всегда имеют место зависимости:

.

В связи с этим приведенные соотношения будут представлять инструмент для ис следований, если определить девять независимых механических характеристик — три модуля упругости E1, E2, E3 в направлении осей координат хi (i =1,2,3), три модуля сдвига G12, G13, G23 в плоскостях хi хj (i, j =1, 2, 3) и три коэффициента Пуассона n12, n13, n23.

Материал монослоя имеет однонаправленно-армированную структуру. Однако на правление армирования не совпадает с осями координат хi, образуя с ним некоторый угол j. Для аналитического определения механических характеристик такого слоя можно применить метод преобразования системы координат. В теории упругости доказывается, что компоненты или составляющие тензора упругости при изменении системы коорди нат преобразуются по закону:

, где: qim и qjn — направляющие косинусы.

Соответственно, составляющие тензора напряжений, описывающие одно и то же напряженное состояние, имеют разные значения в различных системах координат.

Рассмотрим компоненты напряжений, характеризующих напряженное состояние пласти 172 Научные труды МАТИ, 2010 г. Вып. 17 (89) ТЕХНОЛОГИИ АВИАРАКЕТОСТРОЕНИЯ ны при простом растяжении, в различных системах координат (рис.1).

Рис. 1 Растяжение пластины из КМ в разных системах координат В системе координат х1х2:

s11= s0, s22 = 0, s12 = 0.

В новой системе, полученной поворотом вокруг оси х3 на угол j:

s`11 = s0 cos2j, s`22 = s0 sin2j, s`12 = — s cosj sinj.

В нашем случае, однонаправленно-армированный композиционный материал, ко торый является трансверсально-изотропным телом с пятью упругими характеристиками, при повороте на произвольный угол j, превращается в ортотропное тело с девятью не зависимыми упругими характеристиками. В этом случае упругие характеристики такого материала будут определяться из следующих соотношений:

Пять механических характеристик трансверсально-изотропного тела определяют ся на основе ранее разработанных математических моделей с использованием соотно шений теории течения [2].

На базе данной модели была создана программа для определения девяти механи ческих характеристик монослоя. Рассмотрим нелинейное поведение однонаправленно-ар мированного материала. Параметры деформирования такого материала определяются с использованием соотношений теории течения [2]. С помощью созданной программы были получены шесть кривых деформирования и три коэффициента Пуассона для монослоя и различных углов армирования — 15°, 30°, 45°, 60°, 75°. На рис 2 и 3 приведены эти кривые для различных углов армирования.

Как видно из полученных результатов, с увеличением угла армирования кри вая продольной деформации становится более пластичной и при 90° совпада ет с кривой деформирования при поперечном растяжении, а кривая поперечных Научные труды МАТИ, 2010 г. Вып. 17 (89) E E ТЕХНОЛОГИИ АВИАРАКЕТОСТРОЕНИЯ Сечение в рабочей зоне выбирается так, чтобы обеспечить однородное напряженное со стояние при растяжении образца и предоставить возможность наклейки тензорезисторов.

Две оставшиеся упругие характеристики G13 и G23 определяются методами, подоб ными методу определения G12 на образцах из однонаправленно-армированных матери алов. В этом случае образцы, специальным образом вырезанные из монолитного тела, испытываются на кручение.

Проведение испытаний по определению всех характеристик композиционных ма териалов с ортотропной симметрией свойств является трудоёмким и требует изготов ления образцов, форма которых не используется на практике. Следует иметь в виду, работа детали из композиционных материалов с произвольной укладкой армирующего материала не может быть отождествлена с работой образца, вырезанного из того же материала, даже при самых простых видах нагружения. Перерезание армирующего ма териала, влияние масштабного коэффициента, концентрация напряжений в образцах и другие факторы существенно искажают истинную картину распределения напряжений и не дают полную картину напряженно-деформированного состояния в детали из ком позиционных материалов.

Полученные экспериментальные данные могут отличаться, а в некоторых случаях существенно, от аналитически полученных кривых. Это связано с более сложным на пряженным состоянием в монослое. Одним из главных сложностей заключается в учете такого эффекта, как «выпрямление волокна». Эффект заключается в следующем: во локно, армированное под углом a, под действием внешней силы выпрямляется на угол Da и свойства композиционного материала уже будут соответствовать углу армирования a - Da. В соотношениях для определения механических характеристик монослоя этот эффект не учтен. Между тем, этот эффект может сильно сказаться на свойстве монослоя при углах армирования 15°30°. Для учета этого эффекта можно использовать уравне ния гидростатики или гидродинамики, в зависимости от условия нагружения. В данном случае связующее вещество рассматривается как «очень вязкая» жидкость и решается задача о движении волокна в вязко-упругой среде, с учетом неразрывности на границе компонентов. В дальнейшем в рамках фундаментальных исследований предполагается проведение более детального анализа этого эффекта.

После определения механических характеристик каждого слоя определяем харак теристики всего пакета осреднением по Фойхту. Согласно этой модели все продольные деформации, как в пакете, так и в каждом монослое, принимаются одинаковыми. В дан ном случае получаем:

, где: V — объемное содержание k-го слоя, механические характеристики k-го слоя, k механические характеристики пакета.

На основе полученных физических соотношений между инвариантами тензо ров напряжений и деформаций различных монослоев разработана программа ана литического построения кривых нелинейного деформирования анизотропного мно гослойного пакета. В настоящее время ведется работа по испытаниям образцов из различных композиционных материалов с целью определения границ использования разработанной модели.

Научные труды МАТИ, 2010 г. Вып. 17 (89) ТЕХНОЛОГИИ АВИАРАКЕТОСТРОЕНИЯ Литература 1. Лехницкий С.Г. Теория упругости анизотропного тела. — М.: Наука, 1977. — 415 с.

2. Каримбаев Т.Д., Мыктыбеков Б., Панова И.М. Математические модели нелинейного де формирования однонаправлено-армированных композиционных материалов. — М.:

ЦИАМ, 2005. — 160 с.

УДК 621.98. ТЕХНОЛОГИЧЕСКИЕ ОСОБЕННОСТИ ФОРМООБРАЗОВАНИЯ ДЕТАЛЕЙ ИЗ ТОНКОСТЕННОГО ЛИСТОВОГО МАТЕРИАЛА д.т.н., проф. А.П. Ковалев, М.В. Грачев Показана возможность формоизменения в одной плоскости тонколистового материала из сплава 36НХТЮ методом нанесения покрытий электроискровым способом, произведена оценка уровня средних остаточных напряжений, возникающих в поверхности образца после нанесения покрытия, рассмотрено влияние технологических факторов на эффективность формоизменения.

Possibility of formation thin-walled sheets from alloy 36NHTU in one plane by a method of alloying coat ings is shown, the estimation of level middle residual strain, that arising in surface of sample after alloying is made, influence of technological factors on effectivity of formation are considered.

На современном уровне развития авиационной и ракетной техники широко исполь зуются тонкостенные деталей, которые при малой массе обладают относительно высокой несущей способностью [2]. Одним из таких примеров является лепесток газодинамического подшипника из сплава 36НХТЮ. Одна из задач применительно к данной детали состоит в необходимости реализации его изгиба в одной плоскости в виде синусоиды. Традиционные методы формоизменения листового материала с учетом его толщины, как правило, не при годны, так как необходимо создать соответствующее изменение контактных давлений по длине контакта с сопрягаемой деталью. Важно подчеркнуть и то обстоятельство, что при по лучении тонкого листа прокаткой, последний обладает анизотропией механических свойств.

В связи с этим задача состояла в том, чтобы путем создания на определенной стороне листа остаточных напряжений технологическим методом его регламентирова но изогнуть при наличии отмеченной анизотропии. В данной работе в качестве такого технологического средства использовалось электроискровое легирование электродом из минералокерамческого сплава ВК6М на установке ELFA-731. Вырезка прямоугольных пластин размерами 10x30x0,1 мм производилась электроэрозией. Такая технология пре парирования по сравнению с механической вырезкой в большей степени исключает вли яние силового фактора на механические характеристики образцов. Покрытие наносилось на разных режимах и не на весь участок поверхности. Траектория нанесения по крытия представлена на рис. 1. Длинная сторона траекто рии соответствовала меньшей стороне образца.

Исходные образцы делились на 2 группы. В пер вой группе большая сторона образцов соответствовала Рис. 1. Траектория направлению проката, во второй — перпендикулярно на нанесения покрытия правлению проката.

176 Научные труды МАТИ, 2010 г. Вып. 17 (89) ТЕХНОЛОГИИ АВИАРАКЕТОСТРОЕНИЯ На рис. 2 представлено фото пластины, которое было получено на электронном сканирующем микроскопе TESCAN MIRA 3. На образце видны как области с покрытием (верхняя часть фото), так и без.

Изменение химического состава образцов в зонах с покрытием и без, полученное на этом же микроскопе, представлено в табл. 1.

Таблица Химический состав в % листа из сплава 36НХТЮ Fe Si Mn Ni Cr Ti Al W по ГОСТ 43.61 0.3 - 0.7 0.8 - 1.2 35 - 37 11.5 - 13 2.7 - 3.2 0.9 - 1.2 10994-74 48. без покрытия 43.94 0.433 0.99 31.74 10.66 1.587 0.957 с покрытием 36.29 0 0.868 26.16 9.323 1.548 0.59 Из табл. 1 следует, что после легирования электродом из минералокерамического сплава ВК6М происходит уменьшение содержания Fe, Mn, Ni, Cr (Al и Si в особенности) при практически неизменной концентрации Ti. Такое изменение может быть следствием испарения легирующих составляющих при электрическом разряде. Содержание W в количестве 19% вполне объяснимо.

В табл. 1 приведено среднее содержание элементов в образце, вычисленное по не скольким точкам, и следует отметить до статочно большой разброс по содержанию элементов. Так наибольшее содержание вольфрама W отмечается в областях, где покрытие нанесено равномерно (до 40 %).

В областях с неравномерным нанесением покрытия содержание вольфрама может падать до 6-8 %.

Относительно анизотропии ме ханических свойств обнаружено, что у исходных образцов наблюдается изгиб порядка 0,2 мм. У пластин, вырезанных Рис. 2. Фотография поверхности образца, поперек проката, такого изгиба не отме- осуществленная на электронном микроскопе чается. Чтобы снизить влияние анизотро- TESCAN MIRA пии свойств исходного материала прово дилась термообработка пластин в вакууме при температуре 800 °С в течение 30 мин.

Оценка влияния режимов обработки для случая электроискрового легирования по верхностного слоя исследуемых образцов показала, что их жесткость и величина оста точных напряжений зависит от относительной площади нанесенного покрытия, направ ления волокон, режимов формирования покрытия и термической обработки, материала электрода, исходного состояния материала. В частности, прогиб образцов зависит от шага зигзага, при увеличении шага прогиб уменьшается.

Так как оценка величины остаточных напряжений традиционными способами за труднена (легированный слой неравномерно травится, остаточные напряжения сосре доточены в тонком слое), то использовалось косвенное их определение по величине прогиба образцов.

Научные труды МАТИ, 2010 г. Вып. 17 (89) ТЕХНОЛОГИИ АВИАРАКЕТОСТРОЕНИЯ Средние значения остаточных напряжений ост рассчитывались по формуле:

, (1) где Н — толщина пластины;

h — толщина легированного слоя;

L — длина пластины;

Е — модуль упругости;

f — прогиб пластины в результате действия остаточных напряжений.

Измерения геометрических параметров образцов проводились на инструменталь ном микроскопе ММИ-2 с точностью 0,01 мм.

Для сравнения в табл. 2 приведены результаты расчета остаточных напряжений по формуле (1) и по методике, описанной в работе [1]:

µ E (2) X = z + RY, R 1 µ 2 X где E — модуль Юнга исследуемого материала;

m — коэффициент Пуассона исследуе мого материала;

RX и RY — радиусы кривизны срединной поверхности;

z — расстояние от срединной поверхности.

Напряжения для первого случая рассчитывались исходя из того, что толщина по крытия составляет 9 мкм. Как видно из табл. 2, в данном случае погрешность при расчете разными методиками составляет 2,4 %. Если брать слой толщиной 10 мкм, то погреш ность расчета составляет 13 %.

Таблица Результаты расчета остаточных напряжений по разным методикам Остаточные напряжения, МПа № Прогиб f, мм Погрешность, % По формуле (1) По формуле (2) 1 3.44 656.97 672.94 2. 2 3.63 693.13 709.98 2. 3 4.11 785.36 804.45 2. 4 6.07 1157.70 1185.84 2. Важно подчеркнуть, что в легированном слое формируются растягивающие оста точные напряжения.

Оценка технологических факторов процесса электроискрового легирования на ве личину остаточных напряжений показала (рис. 3), что влияние емкости заметно в интер вале от 2 до 5 мкф, далее ее увеличение не ост 1400, МПа вызывает роста sост.

Влияние силы тока на уровень остаточ ных напряжений представлено на рис. 4 и сви 1000 детельствует о их росте как вдоль, так и попе рек направления проката.

Обработка методом электроискрового легирования позволяет придавать различную форму исследуемым образцам. В частности, максимальный прогиб образцов составил 6, 10 С, мкф 0 2 4 6 8 мм (I=7 А, C=10 мкФ).

Рис. 3 Влияние емкости конденсаторов Рис. 3. Влияние емкости конденсаторов В ходе исследований было также уста при электроискровом легировании при электроискровом напряжений на уровень остаточных легировании новлено, что у образцов, вырезанных поперек на уровень остаточных напряжений 178 Научные труды МАТИ, 2010 г. Вып. 17 (89) I ТЕХНОЛОГИИ АВИАРАКЕТОСТРОЕНИЯ Рис.1. Классические технологические способы получения отбортовки стоянная взаимосвязь между конструкцией летательного аппарата и технологией его про изводства. Создание новых технологий, способных обеспечить получение деталей, удов летворяющих высоким техническим требованиям, открывает дорогу для конструктивного совершенствования летательного аппарата.

При проектировании летательных аппаратов решается задача: создание конструк ции с минимальной массой. Многие детали изделий авиационной техники имеют отбор товки в зоне отверстий, что уменьшает вес деталей и обеспечивается их максимальная прочность и жесткость, это нервюры, перегородки, кронштейны, трубопроводы и т.д.

Классические технологические способы получения отбортовок (рис. 1) имеют опре деленные недостатки, связанные с низкими предельными возможностями этого процес са, что ограничивает высоту получаемого борта, кроме того, при отбортовке происходит значительное утонение материала на кромке борта [1]. Поэтому интенсификация тради ционных технологических процессов, разработка новых технологий, оснастки и оборудо вания для производства отбортовок является актуальной.

Под способом интенсификации понимают такое дополнительное воздействие на заготовку в процессе штамповки, которое приводит к достижению поставленной цели, в первую очередь — увеличивает предельные возможности формоизменения, ведет к сокращению числа переходов штамповки, экономии металла, повышению точности гео метрических параметров, чистоту поверхности и т.п.

На рис. 2 показаны некоторые процессы интенсификации при отбортовке отверстий [2, 3]: а — схема отбортовки с приложением дополнительного давления по периметру от верстия;

б — схема отбортовки с приложением давления по нормали к образующей.

180 Научные труды МАТИ, 2010 г. Вып. 17 (89) ТЕХНОЛОГИИ АВИАРАКЕТОСТРОЕНИЯ Рис. 2. Способы интенсификации процесса отбортовки Рис. 3. Схема предварительного Рис. 4 Схема процесса деформирования окончательного образования борта Приведенные интенсифицированные способы от бортовки также имеют определенные недостатки. В пер вом случае возможна потеря устойчивости заготовки;

во втором — разрушение материала на кромке борта.

В данной работе предлагается новый способ ин тенсификации процесса отбортовки. Разработанный способ поясняется схемами, приведенными на рис. и рис. 4.

На рис. 3 показана заготовка 1 с предварительно выполненным отверстием 2, которая помещена на пуан сон 3 (вид слева). Под действием усилия Р прикладыва, емого, например, к полому толкателю 4, осуществляют предварительное деформирование материала в зоне от верстия до момента образования борта 5 (вид справа).

На рис. 4 показан процесс окончательного обра зования борта на жестком пуансоне 3, где воздействие на кромку отверстия 2 заготовки 1 осуществляют, на пример, трубой 4, которая под действием усилия Р раз- Рис. 5. Возможности отбортовки традиционным и разработанным дается на жестком пуансоне 3 и одновременно увеличи способами Научные труды МАТИ, 2010 г. Вып. 17 (89) ТЕХНОЛОГИИ АВИАРАКЕТОСТРОЕНИЯ вает размер отверстия в заготовке и высоту борта 5. Получение бортов можно произво дить как в холодном состоянии материала, так и с нагревом материала заготовки.

Способ отбортовки отверстий в листовых заготовках был опробован на заготовках, выполненных из сплава АМцМ толщиной 1 мм. Использовался конический пуансон с укло ном конусности 20о. В заготовке перед отбортовкой выполняли отверстие диаметром мм. После чего предварительно деформировали материал в зоне отверстия на указан ном пуансоне до момента образования борта диаметром 16 мм (рис. 3). Окончательно борт получали, воздействуя на полученную кромку в зоне отверстия трубой (рис. 4).

Использовалась труба диаметром 16 мм и толщиной стенки 1 мм из материала М2. В результате был получен борт высотой 5 мм с диаметром отверстия 22 мм (рис. 5).

Внедрение предлагаемого способа позволит снизить трудоемкость процесса от бортовки в 1,5 — 2 раза.

Литература 1. Горбунов М.Н. Технология заготовительно-штамповочных работ в производстве само летов. —М.: Машиностроение, 1981. -224 с.

2. Ершов В.И., Глазков В.И., Каширин М.Ф. Совершенствование формоизменяющих операций листовой штамповки. — М.: Машиностроение, 1990. -312 с.

3. Авт. свид. СССР № SU 1155327, кл. В21 D 19/00, 15.05.85.

УДК 621.7. МЕХАНИЗМ ПОТЕРИ УСТОЙЧИВОСТИ ПРИ ОБЖИМЕ КОЛЬЦА* д.т.н., проф. А.С. Чумадин, д.т.н., проф. В.И. Ершов, А.А. Шишкин В статье рассматриваются вопросы, связанные с потерей устойчивости тонкостенной кольцевой заготовки, подвергнутой обжиму по жесткой матрице.

In this paper the questions connected with loss of stability of thin wall ring, subjected to redac tion in a rigid die are considered.

Во многих работах [1-5 и др.] Перемещение кольцевой заготовки приведены расчеты устойчивости при обжиме тонкостенных заготовок в упругих и пластических задачах. Основным предположением в этих решениях Контур матрицы является предположение об исклю В чительной малости возмущений для n перевода заготовки из одного состоя Кольцевая заготовка ния равновесия в другое. Однако не во всех задачах, связанных с устойчи востью, это предположение является Рис. 1. Схема обжима кольцевой заготовки корректным.

по жесткой матрице * Работа выполнена по плану аналитической ведомственной целевой программы «Развитие на учного потенциала высшей школы (2009-1010 годы)»

182 Научные труды МАТИ, 2010 г. Вып. 17 (89) ТЕХНОЛОГИИ АВИАРАКЕТОСТРОЕНИЯ Например, при обжиме тонкостенной кольцевой заготовки по жесткой матрице ма лого возмущения будет недостаточно, чтобы вызвать потерю устойчивости заготовки с образованием складки, т.к. под действием окружных сжимающих напряжений q кольцо постоянно прижимается к поверхности матрицы с напряжениями n (рис. 1).

Следовательно, для корректного решения указанной задачи необходимо устано вить физические причины и описать механизм возможного появления «немалого» воз мущения, в результате которого нарушается контакт заготовки с матрицей (заготовка от ходит от матрицы), переходя из устойчивого состояния «в малом», в неустойчивое со стояние «в большом» [5] с последующим образованием складки.

Основой возможных появлений значимых возмущений при обжиме может быть неравномерность пластических деформаций заготовки в окружном направлении, вы званная как исходной неоднородностью заготовки (разнотолщинность, непостоянство механических свойств), так и накопленной неоднородностью в процессе пластической деформации из-за различного влияния сил трения со стороны матрицы, неравномерного упрочнения (разупрочнения) материала и т.д. В результате неравномерных пластических деформаций может возникнуть локальная разнотолщинность кольцевой заготовки, по явление которой дает возможность описать дальнейший механизм потери устойчивости.

Пусть в какой-либо части кольцевой заготовки, подвергнутой обжиму, возникает локальное утолщение (рис. 2).

Контур матрицы Р S S Р е Локальное утолщение стенки Рис. 2. Локальное утолщение стенки Рис. 3. Модель возникновения при обжиме изгибающего момента В зоне локального утолщения с учетом некоторых упрощений видно, что помимо действия основных сжимающих нагрузок от окружных напряжений q, равных примерно напряжению текучести материала s, возникнет изгибающий момент (рис. 3).

Величина этого изгибающего момента будет равна, (1) где P— окружная сила;

е — эксцентриситет.

Причем P = SSB, где S — толщина заготовки;

В — ширина кольца, а эксцентриси тет е = S/2, где S — увеличение толщины в зоне локального утолщения (разнотолщин ность).

Таким образом, имеем. (2) Научные труды МАТИ, 2010 г. Вып. 17 (89) ТЕХНОЛОГИИ АВИАРАКЕТОСТРОЕНИЯ Действие изгибающего момента, определяемого по уравнению (2), будет приводить к локальному изгибу заготовки в зоне утолщения (или в близлежащих зо Заготовка нах), вызывая в определенных условиях на рушение контакта заготовки с инструментом Мизг и последующим отходом части заготовки от Pn матрицы.

Определим эти условия приближенно а Контур матрицы из энергетических соображений.

Для того чтобы заготовка отошла от Рис. 4. Схема изгиба заготовки при переходе матрицы на величину d так, как это показа из устойчивого состояния равновесия но на рис. 4, работа изгибающего момента в неустойчивое должна составить величину (3) Работа изгибающего момента будет затрачена на преодоление силы прижима за готовки Рn. Сила прижима равна, (4) где n — контактное давление, n = S S /.

Тогда работа силы прижима ориентировочно составит величину, (5) где = / 8.

Приравнивая (3) и (5), получим S = 2 / 4. (6) Учитывая, что / 2 = a / 2, окончательно получим длину внеконтактного зазора = 2 S. (7) Полученное выражение (7) показывает, что на любом этапе обжима кольца, лю бая разнотолщинность заготовки S будет нарушать контакт заготовки с матрицей и вы зывать отход некоторой части заготовки от поверхности инструмента. Если, например, кольцевая заготовка имеет радиус = мм, толщину стенки S=1,00 мм и разно Перемещение кольцевой заготовки толщинность S =0,05 мм, то длина вне при обжиме контактного зазора между заготовкой и ин струментом составит а=4,47 мм.

Таким образом, получено прибли Контур матрицы Складка В женное условие (7) перехода кольцевой Плоская стенка заготовки из устойчивого состояния «в ма Кольцевая заготовка а-а лом» в неустойчивое состояние «в боль шом», которое определяется радиусом кольца и разнотолщинностью стенки S.

Рис. 5. Схема образования складки 184 Научные труды МАТИ, 2010 г. Вып. 17 (89) ТЕХНОЛОГИИ АВИАРАКЕТОСТРОЕНИЯ Рассмотрим теперь условия образования складки в той части заготовки, которая отошла от матрицы (рис. 5). Приведем также приближенное энергетическое решение.

Для того чтобы в зоне внеконтактной деформации заготовки образовалась склад ка, необходимо, чтобы приращение работы на ее образование было меньше, чем при ращение работы на «простое» утолщение стенки заготовки в этой зоне. Приращение ра боты для утолщения плоской стенки при перемещении заготовки по матрице на величину определится выражением, (8) где — интенсивность деформации;

V — объем плоской части.

Приращение работы для образования складки при перемещении заготовки по ма трице на ту же величину определится выражением, (9) где Мвнут — момент внутренних сил при гибке;


— угол изгиба первоначально плоской стенки.

Таким образом, условие, при котором складка не образуется, имеет вид:

a SS S aBS B (10) a 4.

Из геометрических соображений угол изгиба при перемещении заготовки по матрице на величину определится выражением 5,7 (11).

С учетом дополнительных перегибов в периферийных зонах будем иметь 1,4 (12).

Подставим (12) в (10), после преобразований получим S 0,7 (13).

S Полученное выражение (13) определяет величину возможного изменения радиуса кольцевой заготовки при обжиме без образования складки.

Из выражения (13) можно получить коэффициент обжима кольца в виде следую щего выражения (рассматривается только положительная величина Коб):

(14).

Интересно отметить, что в соответствии с выражением (14) величина Коб зависит не только от относительной толщины заготовки S/r.

Научные труды МАТИ, 2010 г. Вып. 17 (89) ТЕХНОЛОГИИ АВИАРАКЕТОСТРОЕНИЯ Из (14) получим условия полного смыкания стенок кольцевой заготовки (Коб=0) при SS 1,4.

следующем условии:

S В заключение необходимо отметить, что полученные выражения носят достаточно приближенный характер. Они не учитывают упрочнение материала, силы контактного трения, неравномерности распределения толщины по ширине кольца, изменения (уве личения) толщины и разнотолщинности кольца в процессе обжима и т.п. Кроме того, они корректны для небольших деформаций. Преимущества же данного решения состоят в том, что в работе предложен и исследован новый механизм потери устойчивости, кото рый связан с разнотолщинностью заготовки, а также определено количественное влия ние этого фактора.

Литература 1. Алфутов Н.А. Основы расчета на устойчивость упругих систем. — М.: Машиностроение, 1978.

2. Ильюшин А.А. Пластичность. — М.-Л.: ГИТТЛ, 1948. — 376 с.

3. Пашкевич А.Г., Орехов А.В. Гофрообразование при обжиме тонкостенных обо лочек осевым усилием деформирования. // Изв. вузов. Машиностроение, № 2, 1978. — С. 122-126.

4. Ершов В.И., Чумадин А.С., Башилов А.С., Ковалев В.В. Потеря устойчивости при рас ширении круглого отверстия в тонкой пластине. // Изв. вузов. Авиационная техника, №2, 1989. — С. 51-55.

5. Феодосьев В.И. Сопротивление материалов. — М.: Наука, 1972.

УДК 621.7. РАСЧЕТ ФОРМЫ ДЕТАЛИ ПОСЛЕ ЕЕ ПРУЖИНЕНИЯ* д.т.н., проф. А.С. Чумадин, Н.В. Ульвис В статье рассматриваются вопросы, связанные с формой тонкостенных осесимметричных оболо чек после упругой разгрузки.

In this paper consider calculation of the form detail with elastic unload of sheet metal.

В работе [1] приведен приближенный расчет пружинения при формовке деталей типа днищ. Приближенность расчета заключается в использовании средних подынте гральных величин при оценке напряженного состояния заготовки при нагрузке — раз грузке. Это приводит к тому, что форма получаемой детали после пружинения остается неизменной (как бы «осредненной»), независимо от последующей обработки, связан ной, например, с удалением припусков металла оболочки.

В реальности постоянство формы детали после разгрузки и последующей обра ботки практически исключено, так как из-за неравномерности распределения напряже * Работа выполнена по плану аналитической ведомственной целевой программы «Развитие на учного потенциала высшей школы (2009-1010 годы)».

186 Научные труды МАТИ, 2010 г. Вып. 17 (89) ТЕХНОЛОГИИ АВИАРАКЕТОСТРОЕНИЯ ний и деформаций по объему металла при нагрузке, после разгрузки в материале оста нутся остаточные напряжения, распределение которых будет удовлетворять уравнениям равновесия и граничным условиям. Удаление же «излишков» материала в любой части оболочки будет приводить к изменению граничных условий и к перераспределению де формаций с одновременным изменением формы детали (рис. 1).

Для расчета изменения формы детали при нагрузке, разгрузке и последующей обработке используем метод решения пластических и упругих задач, предложенный в работе [2]. Форму детали (тонкостенной осесимметричной оболочки) после разгрузки в общем виде примем «сложной» с переменными окружным и меридиональным радиуса ми (рис. 1).

После разгрузки и отрезки Плоскость отрезки После разгрузки Рис. 1. Общий вид «сложной» формы оболочки после разгрузки Окружной и меридиональный радиусы оболочки (рис. 2) связаны между собой сле дующей дифференциальной зависимостью [3]:

, (1) где R — окружной радиус;

R m — меридиональный радиус оболочки.

d d R R d 0 Rm 0m Rm 0m Рис. 2. К связи окружного и меридионального Рис. 3. К связи окружного и меридионального радиусов оболочки радиусов оболочки Связь, аналогичную (1), можно представить в ином виде (рис. 3). В случае, изобра женном на рис. 3, можно записать:

+ d d ;

R = Rm =, (2) cos( d) / d / sin( d) где — текущий радиус оболочки;

— угол между касательной к элементу оболочки и ее осью симметрии.

Научные труды МАТИ, 2010 г. Вып. 17 (89) ТЕХНОЛОГИИ АВИАРАКЕТОСТРОЕНИЯ Исключая в (2) малозначимые величины приращений, получим d Rm = R = ;

. (3) / d / sin() cos() Можно показать, что установленная связь радиусов в виде выражений (2) и (3) приводится к уравнению Кодацци (1), однако полученные выражения более удобны для численных расчетов.

Приведем последовательность расчета формы получаемой оболочки из сплава АМг6М после трехпереходной формовки-вытяжки тонкостенной листовой заготовки диа метром 280 мм в жесткую полусферическую матрицу высотой 60 мм (рис. 4).

Вначале осуществляются расчеты напряженно-деформированного состояния за готовки под нагрузкой с учетом «истории» деформирования [2]:

• проводится полный расчет первого перехода;

• учитывается первый отжиг материала заготовки;

• проводится полный расчет второго перехода с учетом первого перехода и промежуточного отжига;

• учитывается второй отжиг материала заготовки;

• проводится полный расчет третьего перехода с учетом второго перехода и соответствующего отжига, а также окончательного копирования заготовкой формы рабочей поверхности сферической матрицы радиусом 120 мм.

Затем решается упругая задача — разгрузка заготовки с учетом накопленных в процессе обработки элементов заготовки напряжений и деформаций.

Решение упругой задачи должно обеспечивать выполнение следующих граничных условий:

• отсутствие внешней нагрузки (давление q = 0);

• равенство нулю меридиональных напряжений на кромке заготовки;

• равенство нулю силы в поперечном сечении оболочки.

Третий переход Второй переход 60 mm Первый переход q m m = R0=100 mm =R m R Rзаг=140 mm Рис. 4. Схема многопереходной формовки-вытяжки оболочки 188 Научные труды МАТИ, 2010 г. Вып. 17 (89) ТЕХНОЛОГИИ АВИАРАКЕТОСТРОЕНИЯ Решение осуществляется итерациями от полюсной части заготовки, где задаются окружной и меридиональный радиусы оболочки после разгрузки, а дальнейшее их изме нение по образующей учитывается зависимостями (3).

Расчеты для двух оболочек приведены на рис. 5.,которые отличаются только тем, что после разгрузки периферийные части этих оболочек были отрезаны на разную величину.

Окружной и меридиональный радиусы, мм _Rm 123 _ _ _ _ _ R 0 10 20 30 40 50 60 Текущий радиус оболочки от полюса, мм Рис. 5. Изменения окружного и меридионального радиусов по образующей оболочки в зависимости от величины подрезки фланца:

1 — радиус отрезки 80 мм;

2 — радиус отрезки 60 мм Таким образом, расчеты дали возможность получить количественную оценку из менения формы детали после разгрузки, которая зависит, в том числе, и от размеров удаляемых припусков. Из рис. 5 видно, что остаточные напряжения в полюсе рассчиты ваемых деталей будут различными: для оболочки 1 в полюсе еще сохраняются сжимаю щие остаточные напряжения, а для оболочки 2 — уже растягивающие.

Необходимо отметить, что реальное изменение величин окружного и меридио нального радиусов по образующей оболочки будет меньше расчетных значений, т.к. в приведенных расчетах не учитывалось влияние изгибающих моментов, компенсирую щих эти изменения.

Литература 1. Чумадин А.С., Ульвис Н.В. Приближенный расчет пружинения при формовке днищ. / Научные труды. Вып. 15(87). — М.: МАТИ, 2009. — С. 148-156.

2. Чумадин А.С. Об одном подходе к решению упругих осесимметричных задач листо вой штамповки // Кузнечно-штамповочное производство. Обработка материалов дав лением, № 10, 2009. — С. 8-11.

3. Филин А.П. Элементы теории оболочек. — Л.: Стройиздат, 1975.

Научные труды МАТИ, 2010 г. Вып. 17 (89) ТЕХНОЛОГИИ АВИАРАКЕТОСТРОЕНИЯ УДК 621.833. ИСПОЛЬЗОВАНИЕ КЛИНОВОГО ПРИПУСКА БОКОВОЙ СТОРОНЫ ЗУБА ДЛЯ ДОСТИЖЕНИЯ ВЫСОКОЙ ТОЧНОСТИ ИЗГОТОВЛЕНИЯ ЗУБЧАТЫХ КОЛЕС Д.В. Швычков Показана необходимость применения клинового припуска для получения точных зубчатых колес и метод назначения этого припуска.

Describes necessity applying wedge allowance for producing exact gears and method of calculating this allowance.

Введение Развитие науки и техники требует постоянного совершенствования используемых человеком машин и механизмов. Наиболее остро эта проблема стоит в авиационном двигателестроении, где предъявляются особо жесткие требования к надежности и долго вечности готового изделия. В частности, для зубчатых передач авиационных двигателей крайне желательно обеспечить ресурс в 50 000 часов, перекрывающий весь срок жизни изделия. Для достижения столь высоких показателей по надежности и долговечности зубчатых передач необходимо их изготовление с высокой точностью.

Точность — это степень соответствия действительных значений геометрических параметров их заданным (расчетным) значениям. Точность геометрических параметров является комплексным понятием, включающим в себя:

• точность размеров элементов деталей;

• точность геометрических форм поверхностей элементов деталей;

• точность взаимного расположения элементов деталей;

• шероховатость поверхностей деталей (микрогеометрия);


• волнистость поверхностей (макрогеометрия).

Постановка задачи Геометрическая точность зубчатых колес, а конкретнее, точность зубчатого венца, являющегося основным рабочим элементом детали, согласно ГОСТ 1643-81, оценивает ся следующими показателями:

— колебание измерительного межосевого расстояния за оборот колеса — радиальное биение — колебание длины общей нормали.

— колебание измерительного межосевого расстояния на одном зубе — погрешность профиля зуба в торцевом сечении — погрешность направления зуба — отклонение шага зацепления Таким образом, для изготовления точного зубчатого колеса необходимо, чтобы оно после финишной обработки соответствовало предъявленным выше требованиям к гео метрической точности зубчатого венца данного колеса.

190 Научные труды МАТИ, 2010 г. Вып. 17 (89) ТЕХНОЛОГИИ АВИАРАКЕТОСТРОЕНИЯ Результаты и обсуждение Мерой геометрической точности детали является погрешность. Образование по грешностей геометрических параметров вызывается действием множества конструктив но-технологических факторов, проявляемых в процессе изготовления изделий [1].

Для устранения геометрических погрешностей в процессе обработки использует ся снятие материала детали в виде стружки, либо его перераспределение вследствие деформации. Снимаемый слой материала называется припуском, а в зубообработке ис пользуют как минимум два типа припусков на боковых сторонах зубьев. Если его величи на как по торцевому сечению, так и по ширине зубчатого венца одинакова, то такой при пуск называют равномерным. Если же в торцевом сечении припуск имеет форму клина, острый конец которого находится на нижней границе рабочей области зуба, а своего мак симума достигает у вершины, то такой припуск называют клиновым. Клиновой припуск может быть как равномерным по ширине зуба, так и увеличиваться или уменьшаться от одного торца зубчатого венца к другому. Применение клинового припуска обусловлено возникновением погрешностей от изменения силы резания в процессе перемещения об ласти резания от головки зуба к его ножке [2].

Величину клинового припуска, как и любого другого, можно определить по общей формуле:

Z = Rzi-1 + Пi-1 + ri-1 + ei, где: — шероховатость поверхности, оставшаяся от предыдущей операции — пространственные отклонения детали от предыдущих операций — величина измененного слоя, который необходимо удалить — погрешность базирования на данной операции.

Наибольшую трудность в определении величины клинового припуска представля ет учет пространственных отклонений криволинейной поверхности зуба, как в торцевой плоскости, так и по ширине венца.

Величина пространственных отклонений для расчета равномерного припуска опре деляется как среднее квадратичное величин некоторых указанных выше отклонений [3], [4]. Однако подобная сумма для клинового припуска не будет адекватно описывать его неравномерность по высоте зуба хотя бы по причине того, что:

• изменение межосевого расстояния будет иметь наибольшее влияние у вершины зуба, • колебание длины общей нормали будет оказывать влияние на окружности • отклонение шага зацепления приведет к равномерному увеличению припуска в целом.

Таким образом, необходимо сложить погрешности, оказывающие влияние на точ ность зубчатого венца, учитывая характер их проявления на каждой изготавливаемой детали. В общем виде задача описывается уравнением:

Это уравнение можно решить, предположив, что клин неравномерного припу ска представляет собой треугольник, две стороны которого равны длинам боковой поверхности зуба с припуском и после его удаления соответственно, а третья, мень Научные труды МАТИ, 2010 г. Вып. 17 (89) ТЕХНОЛОГИИ АВИАРАКЕТОСТРОЕНИЯ шая сторона, равна длине хорды, соединяющей боковые поверхности зуба с припу ском и без него (см. рис. 1) Рис. 1. Клиновой припуск:

da — окружность вершин, dvw — окружность измерения длины общей нормали, d — делительная окружность, dp — окружность нижних активных точек профиля зуба, df — окружность впадин Рассчитав подобные треугольники для каждой погрешности отдельно, а потом, сравнив их, можно определить величину пространственных отклонений, необходимых для расчета припуска и назначить сам припуск. Это иллюстрирует рис. 2.

Рис. 2 Графическое определение формы припуска f( Fi ' ) — погрешность формы зуба от колебания межосевого расстояния, f( F ) — по r r грешность от радиального биения, f( F ) — погрешность от колебания, длины общей vwr нормали, f( f ) — погрешность от отклонения шага зацепления, f( f ) — погреш f r pbr ность профиля в торцевом сечении При этом стоит отметить, что одна единственная формула не может описать не равномерность припуска, и для определения его величины необходимо использовать се рию формул. При аппроксимации эвольвентного профиля дугами окружности необходи мо определить однозначное положение как минимум трех точек профиля, так как через три точки можно провести однозначно определяемую дугу окружности. Одна, нулевая точка, лежит на окружности нижних активных точек профиля зуба. Две другие необходи мо определить по формуле расчета припуска.

192 Научные труды МАТИ, 2010 г. Вып. 17 (89) ТЕХНОЛОГИИ АВИАРАКЕТОСТРОЕНИЯ Литература 1. Материалы сайта http://www.standartizac.ru/ 2. Виноградов В.М., Швычков Д.В. Влияние метода формообразования зубьев и формы припуска под отделочную обработку на точность обрабатываемых зубчатых колес. // Известия МГТУ «МАМИ». – М.: МГТУ «МАМИ», 2009. – С 64-68.

3. Пономарев В.П. Оптимизация процессов механической обработки цементованных зубчатых колес. – Челябинск. Южно-Уральское книжное издательство, 1974.

4. Калашников П.А. Повышение эффективности изготовления цилиндрических зубча тых передач за счет применения процесса непрерывного обкатного зубошлифования с радиально-диагональным движением подачи. Автореф. дисс. … канд. техн. наук. — М.: МГТУ «МАМИ», 2009.

ПРОЕКТИРОВАНИЕ И ТЕХНОЛОГИИ ЭЛЕКТРОННЫХ СРЕДСТВ УДК 614. АВТОНОМНАЯ БЕСПРОВОДНАЯ СИСТЕМА КОНТРОЛЯ КОНЦЕНТРАЦИИ ГОРЮЧИХ ГАЗОВ** д.т.н., проф. А.М. Баранов, Д.Н. Спирякин, М.А. Иванов В статье представлена автономная беспроводная система контроля концентрации горючих газов.

Описаны компоненты этой системы. Определены оптимальные условия проведения измерений. Дана оценка энергопотребления измерительного модуля.

An autonomous wireless control system of combustible gases concentration was presented. The system components were described. Optimal conditions of measurements were evaluated. The measuring module power consumption was estimated.

Задача контроля концентрации горючих газов является чрезвычайно важной и актуальной. Постоянный мониторинг концентрации горючих газов позволяет вовремя определить возможность возникновение чрезвычайной ситуации и тем самым сохранить не только материальные средства, но и множество человеческих жизней. Подобный кон троль востребован не только в производственных помещениях предприятий различных отраслей промышленности, но и в жилых помещениях, гаражах, на транспорте и во мно гих других местах.

Помимо непосредственного определения концентрации горючих газов, от системы контроля требуется своевременное информирование окружающих и соответствующих аварийных служб о возможности возникновения чрезвычайных ситуаций. Использова ние с этой целью беспроводных сетей передачи данных [1] делает такую систему более мобильной, снижает время и стоимость её развёртывания, а также даёт возможность установки контрольных устройств в труднодоступных местах и в местах, где прокладка кабелей по тем или иным причинам нежелательна или принципиально неосуществима.

Вместе с тем большинство из этих преимуществ достигается только при условии автономной работы измерительного устройства. Однако существующие устройства об ладают либо небольшим временем автономной работы, либо требуют постоянного сете вого питания [2].

В данной статье представлены результаты разработки и исследования автоном ной беспроводной системы мониторинга концентрации горючих газов со сверхнизким энергопотреблением датчиков.

Целью работы являлась проверка возможности создания автономных малопотре бляющих устройств, осуществляющих контроль концентрации горючих газов, и объеди нение их в беспроводную сенсорную сеть.

Структурная схема разработанной автономной беспроводной системы контроля концентрации горючих газов представлена на рис. 1. Система состоит из следующих компонентов: координатора сети, измерительного и исполнительного модулей.

Работа проводилась в рамках ФЦП «Развитие электронной компонентной базы и ради * оэлектроники» ГК № 01.426.11.0022.

194 Научные труды МАТИ, 2010 г. Вып. 17 (89) ПРОЕКТИРОВАНИЕ И ТЕХНОЛОГИИ ЭЛЕКТРОННЫХ СРЕДСТВ В задачи координатора сети входит создание и управление сетью, индикация те кущей ситуации, оповещение окружающих и аварийных служб. Оповещение аварийных служб может осуществляться посредством передачи коротких сообщений через сеть GSM или с помощью семейства протоколов TCP/IP по интерфейсу Ethernet или GSM/ GPRS. Помимо оповещения о возможности возникновения чрезвычайной ситуации, ко ординатор может выполнять действия по её предотвращению, осуществляя закрытие клапана и отключение электроприборов. Этой цели служат исполнительные модули, взаимодействующие с координатором по беспроводной сети и являющиеся её частью.

Рис. 1. Структурная схема автономной беспроводной системы контроля концентрации горючих газов Выполнение детектирующих функций возложено на измерительный модуль. Дан ный модуль проводит измерение концентрации горючих газов и при необходимости от сылает оповещение о возникшем событии на координатор.

Измерение концентрации горючих газов может производиться с помощью оптиче ских, термокаталитических и полупроводниковых датчиков газа. В данной работе были использованы полупроводниковые датчики газа. Датчики данного типа обладают высо кой чувствительностью, потребляют аналогичный оптическим и термокаталитическим датчикам ток, дешевле оптических и сравнимы по цене с термокаталитическими.

Основной проблемой при измерении концентрации горючих газов в автономных устройствах является высокое энергопотребление датчиков. Для полупроводниковых датчиков газа данная проблема может быть решена переходом от непрерывного режи ма проведения измерений к импульсному. В этом режиме не происходит постоянного поддержания температуры чувствительного слоя. Нагрев чувствительного слоя датчика производится только тогда, когда требуется проведение измерений. Измерения при этом проводятся периодически. Частота проведения измерений определяется существующи ми нормативами и составляет 20 секунд.

Процесс измерения концентрации горючих газов с помощью полупроводникового датчика газа происходит при высокой температуре чувствительного слоя. Нагрев чув ствительного слоя обеспечивается встроенным в датчик нагревателем. Сопротивление нагревателя Rt зависит от температуры Ts и может быть выражено следующей формулой:

где — температурный коэффициент сопротивления нагревателя.

Научные труды МАТИ, 2010 г. Вып. 17 (89) ПРОЕКТИРОВАНИЕ И ТЕХНОЛОГИИ ЭЛЕКТРОННЫХ СРЕДСТВ Если использовать приведённую формулу и измеренные значения сопротивления нагревателя, может быть определена его температура.

Принцип действия полупроводниковых датчиков газа заключается в изменении проводимости чувствительного слоя вследствие адсорбции газа. Нагрев чувствитель ного слоя активизирует происходящие на нём процессы, увеличивая чувствительность к определенным типам газа. На рис. 2 представлен отклик датчика в зависимости от тем пературы чувствительного слоя при различных концентрациях метана.

Рис. 2. Отклик датчика при различных концентрациях метана Поскольку большая часть энергии, потребляемой датчиком, затрачивается на его нагрев, необходимо определить минимальную температуру проведения измерений с мак симальной чувствительностью. Определив величину отклика датчика в присутствии ме тана относительно воздуха можно оценить его чувствительность к метану в зависимости от температуры (рис. 3). Из рис. 3 видно, что максимальной чувствительности к метану датчик достигает при температуре 500 C. По относительной величине отклика датчика можно определить концентрацию метана.

Рис. 3. Зависимость чувствительности датчика от температуры Управление проведением измерений производится 8-битным RISC микроконтрол лером ATmega168p. Измерения значений проводимости чувствительного слоя и темпе ратуры нагревателя проводятся встроенным в контроллер АЦП. Нагрев выполняется по дачей на нагреватель импульсов ШИМ частотой 1кГц. Управление ШИМ производится программно. Для обеспечения возможности прохождения нагревающего тока импульсы 196 Научные труды МАТИ, 2010 г. Вып. 17 (89) ПРОЕКТИРОВАНИЕ И ТЕХНОЛОГИИ ЭЛЕКТРОННЫХ СРЕДСТВ ШИМ подаются через транзисторный ключ.

Так как измерения проводятся в периоди ческом режиме, функционирования измери тельной части схемы в промежутках между измерениями не требуется. В таком случае напряжение питания измерительной части выключается, так же как и модуль АЦП ми кроконтроллера.

Сам управляющий микроконтроллер обладает высоким быстродействием для проведения измерений концентрации и пере дачи данных и, вместе с тем, сверхнизким Рис. 4. Координатор беспроводной энергопотреблением. Низкое энергопотре сенсорной сети бление микроконтроллера достигается также благодаря дополнительным схемотехническим и программным мерам. Во время выпол нения программы включены только модули микроконтроллера, используемые в данный момент. Неиспользуемые порты ввода-вывода зафиксированы в определённом состоя нии с помощью встроенных подтягивающих резисторов. Отключены цифровые буфе ры выводов микроконтроллера, используемые в качестве входов АЦП. Тактирование в спящем режиме микроконтроллера осуществляется от сверхмаломощного кварцевого генератора частотой 32 кГц.

По измеренному микроконтроллером отклику датчика вычисляется значение кон центрации горючих газов. Полученное значение сравнивается с заданными пороговыми значениями в 0,25 % и 2 % концентрации метана. В случае возникновения события пре вышения данных порогов по каналу передачи данных передается соответствующее опо вещение. Передача данных осуществляется по беспроводному каналу стандарта IEEE 802.15.4 по протоколу ZigBee. Среди известных стандартов беспроводной передачи дан ных [3] данный протокол является наиболее подходящим. Передача данных посредством этого протокола реализована с помощью микросхемы модема Telegesis ETRX2. В соот ветствии с протоколом измерительный модуль является конечным устройством. Переда ча данных осуществляется только в случае возникновения заданных событий, поэтому большую часть времени модем находится в спящем режиме и энергии не потребляет.

Питание измерительного модуля осуществляется от трёх батарей размера AA на пряжением 1,5 В. Напряжение питания элементов схемы составляет 3,3 В. Для обеспе чения данного напряжения используется стабилизатор напряжения с низким собствен ным потребляемым током ADP3335.

Среднее энергопотребление модуля в режиме проведения измерений составляет 60 мА, в режиме передачи данных 40 мА, а в спящем режиме 0,08 мА. При средней дли тельности измерительного импульса около 1 секунды и периоде проведения измерений 20 секунд средний потребляемый ток разработанного модуля составляет 3мА.

Данные с беспроводного измерительного модуля передаются на координатор бес проводной сенсорной сети. Координатор сенсорной сети (рис. 4) представляет собой устройство, оснащённое цветным жидкокристаллическим индикатором с сенсорной па нелью. В координаторе реализован интерфейс для четырёх беспроводных датчиков и исполнительного устройства — клапана.

Научные труды МАТИ, 2010 г. Вып. 17 (89) ПРОЕКТИРОВАНИЕ И ТЕХНОЛОГИИ ЭЛЕКТРОННЫХ СРЕДСТВ Датчики могут находиться в одном из пяти возможных состояний: вне сети, в сети, срабатывания при обнаружении повышенной концентрации горючих газов или превыше ния её опасного значения. Последние два состояния соответствуют пороговым значени ям датчиков. Координатор осуществляет функции управления беспроводной сенсорной сетью, датчиками и исполнительными устройствами, а также функцию оповещения. По лученные координатором данные могут быть перенаправлены в другие сети. Например, Ethernet или GSM.

Разработанная система позволяет проводить мониторинг концентрации горючих газов и оперативно информировать о возможной опасности окружающих и соответству ющие аварийные службы. Незначительное энергопотребление измерительного модуля позволяет использовать его в качестве автономного устройства контроля. Дальнейшее снижение энергопотребления потребует переход на новую элементную базу, в том чис ле новые полупроводниковые датчики горючих газов по технологии «нано-на-микро» [4].

Это позволит увеличить время автономной работы до 1 года и более.

Литература 1. Вишневский В., Гайкович Г. Беспроводные сенсорные сети в системах промышлен ной автоматики. //Электроника: НТБ, 2008, No1, с.106 —110.

2. Breda M. Kiernan, Stephen Beirne, Cormac Fay, Dermot Diamond Landfill Gas Monitoring at Borehole Wells using an Autonomous Environmental Monitoring System. // World Academy of Science, Engineering and Technology, 2008, v. 43. — pp. 166 — 171.

3. Bhavneet Sidhu, Hardeep Singh, Amit Chhabra Emerging Wireless Standards — WiFi, ZigBee and WiMAX. // World Academy of Science, Engineering and Technology, 2007, 25. — pp. 308 — 313.

4. Vasiliev A., Pavelko R., Gogish —Klushin S., Kharitonov D., Gogish —Klushina O., Pisliakov A., Sokolov A., Samotaev N., Guarnieri V., Zen M., Lorenzelli L. Sensors Based on Technology “Nano —on —Micro” for Wireless Instruments Preventing Ecological and Industrial Catastrophes. / Sensors for Environment, Health and Security. Dordrecht:

Springer Netherlands, 2008. — pp. 205 — 227.

УДК 621. OLED / PLED - ЭНЕРГОЭФФЕКТИВНЫЕ ТЕХНОЛОГИИ ОСВЕЩЕНИЯ к.т.н., проф. А.А. Кондрашин, д.т.н., проф. В.В. Слепцов, А.Н. Лямин В статье представлены основные преимущества светодиодных средств освещения (LED и OLED/ PLED) перед традиционными. Выявлены основные достоинства органических светодиодов и их недостат ки. Рассмотрены наиболее распространённые технологии получения белого цвета на базе светодиодов.

Представлен прогноз развития технических параметров OLED/PLED на ближайшие 5 лет.

In article the basic advantages of light-emitting diode means of illumination (LED and OLED/ PLED) before traditional are presented. The basic advantages organic CД and their lacks are revealed.

The most widespread technologies of reception of white colour on the basis of СД are considered.

The forecast of development of technical parametres OLED/PLED for the next 5 years is presented.

В настоящее время твёрдотельные средства освещения (светодиоды LED и OLED/ PLED) всё активнее начинают проникать на современный рынок средств освещения, за меняя лампы накаливания (традиционные и галогенные) в жилых помещениях и флуо ресцентные лампы в офисных помещениях (рис. 1). Это связано с:

198 Научные труды МАТИ, 2010 г. Вып. 17 (89) ПРОЕКТИРОВАНИЕ И ТЕХНОЛОГИИ ЭЛЕКТРОННЫХ СРЕДСТВ • низкой световой отдачей (лампы накаливания — 1630 лм/Вт, флуоресцентные лампы — 8090 лм/Вт) при малом ресурсе работы (лампы накаливания - до 4 тыс.

часов, а люминесцентные лампы — до 20 тыс. часов) • отсутствием возможностей управления спектром излучения устройства;

• высокой потребляемой мощностью и низкой энергобезопасностью;

• высоким тепловыделением (лампы накаливания);

• низкой механической прочностью;

• проблемами утилизации (загрязнение окружающей среды).

Современные твердотельные средства освещения в настоящее время развивают ся по двум основным направлениям:

• неорганические светодиоды или LED (light emitting diode);

• органические светодиоды или OLED /PLED (organic/polymer light emitting diode).



Pages:     | 1 |   ...   | 4 | 5 || 7 | 8 |   ...   | 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.