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 |

«НАЦИОНАЛЬНЫЙ АЭРОКОСМИЧЕСКИЙ УНИВЕРСИТЕТ ИМ. Н.Е. ЖУКОВСКОГО “ХАРЬКОВСКИЙ АВИАЦИОННЫЙ ИНСТИТУТ” ВОПРОСЫ ПРОЕКТИРОВАНИЯ И ПРОИЗВОДСТВА ...»

-- [ Страница 2 ] --

n B11 = i (E1i cos4 i + 2E1iµ21i cos2 i sin2 i + E2i sin4 i + i= +G12i sin2 2i );

n B12 = i ((E1i + E2i )cos2 i sin2 i + E1iµ21i (cos4 i + sin4 i ) i= G12i sin2 2i );

(8) n B22 = i (E1i sin4 i + 2E1iµ21i cos2 i sin2 i + E2i cos4 i + i= +G12i sin2 2i );

n B33 = i ((E1i + E2i 2E1iµ21i )cos2 i sin2 i + G12i cos2 2i ).

i= После подстановки выражений для напряжений и деформаций в целевую функцию и ряда трудоемких преобразований получим формулу для определения потенциальной энергии деформации:

1 cos4 N2b22 ( b22 µ21ib12 ) + U = 2 E1i 2 x b11b22 b +NxNy [ 2b22b12 +µ21i b12 + b11b22 + N2b12 ( b12 µ21ib11 ) + ( ) y + sin Nxb12 ( b12 µ21ib22 ) + NxNy 2b11b12 + µ21i b12 + b11b22 + ( ) 4 2 +Nyb11 ( b11 µ21ib12 ) + sin cos Nx 2b22b12 + µ21i b12 + b22 + ( ) 2 2 2 2 2 +2NxNy b22b11 + b12 b12 µ21i ( b22 + b11 ) + N2 [ 2b11b12 + y q +µ21i b11 + b12 + ( ) xy sin cos cos2 Nx [ 2b 2 b b b2 b 11 22 12 µ21i ( b22 + b12 ) + Ny [ 2b12 +µ21i ( b12 + b11 ) + + sin Nx 2b12 + µ21i ( b22 + b12 ) + Ny [ 2b11 µ21i ( b12 + b11 ) + q2 1 cos4 N2b12 ( b + 2 sin cos (1 µ21i ) + E2i xy 2 2 x b11b22 b b33 (9) + N2b11 ( b ( ) µ12ib22 ) + NxNy [ 2b11b12 +µ12i b12 + b11b22 y µ12ib12 ) + sin Nxb22 ( b22 µ12ib12 ) + 4 +NxNy 2b22b12 + µ12i b12 + b11b22 +N2b12 ( b12 µ12ib11 ) + ( ) y 2 + sin cos Nx 2b22b12 + µ12i b12 + b22 + 2NxNy [b22b11 + ( ) 2 2 +b12 [b12 µ12i ( b22 + b11 ) + Ny 2b11b12 + µ12i b11 + b12 + ( ) 2 2 q xy sin cos sin2 Nx 2b22 + µ12i ( b22 + b12 ) + + b11b22 b12 b +Ny [2b12 µ12i ( b12 + b11 ) + cos2 Nx 2b12 µ12i ( b22 + b12 ) + qxy +Ny 2b11 + µ12i ( b12 + b11 ) + 2 sin2 cos2 ( µ12i 1) + b qxy cos2.

N b + b12 ) Nx ( b12 + b22 ) sin2 + 2 y ( +G12 b11b22 b12 b Запишем формулу (9) в виде 1* U= U, (10) где U* - приведенная потенциальная энергия деформации элемента КМ единичной толщины, минимум функции которой является критерием оптимальности структуры КМ.

С помощью критерия проектирования можно определить (n-1) неизвестных. Количество слоев остается неизвестным. Толщина пакета КМ выступает в виде множителя энергии деформации. Потенциальная энергия деформации не зависит от абсолютных значений толщины, а только от их соотношения.

Критерий прочности запишем в виде критерия проектирования Мизеса - Хилла для каждого слоя [4]:

( ( ) ( ) cos4 i d1i2 + d2i2 + d4i x y + sin4 i d1i2 + d2i2 + d4i x y + x y y x + sin2 i cos2 i 4d3i ( x y ) + d4i 2 + 2 + 2 x y ( d1i + d2i ) + ( ) x y (11) + 2 sin2 i cos2 i ( d1i + d2i 4d3i d4i ) + d3i + xy ( + xy sin i cos i cos2 i x ( 2d1i 4d3i d4i ) y ( 2d2i 4d3i d4i ) + )) + sin2 i y ( 2d1i 4d3i d4i ) x ( 2d2i 4d3i d4i ) 1 0, 1 µ2 µ d1i = E 2 + 21i 21i ;

где 1i F1i F2i F1iF2i 2 µ12i 1µ d2i = E2i 2 + 2 21i ;

F1i F2i F1iF2i G12i d3i = 2 ;

F12i 2µ12i 2µ 21i 1 + µ12iµ21i d4i = E1iE2i 2 + 2.

F1i F2i F1iF2i Из критерия прочности выражается толщина пакета КМ:

( ( ) ( ) min = cos4 i d1i2 + d2i2 + d4i x y + sin4 i d1i2 + d2i2 + d4i x y + x y y x + sin 2 i cos 2 i 4d3i ( x y ) + d 4i ( x + y ) + 2 ( d 1i + d 2 i ) + 2 xy + xy sin i cos i ( d1i + d 2i 4d3i d 4i ) + d3i + 2 2 (12) ( + xy sin i cos i cos 2 i x ( 2d1i 4d3i d 4i ) y ( 2d 2i 4d3i d 4i ) + 0, )) + sin 2 i y ( 2d1i 4d3i d 4i ) x ( 2d 2i 4d3i d 4i ).

Методику проектирования оптимальной структуры КМ по критерию минимума потенциальной энергии деформации можно представить в виде следующего алгоритма:

1) выбирается материал и выписываются его физико механические свойства;

2) определяется толщина пакета по формуле (11) и корректируется до значения, кратного толщине монослоя;

3) определяется значение приведенной потенциальной энергии деформации;

4) сравниваются минимальные значения толщины пакета и приведенной энергии деформации, назначается тип структуры КМ.

2. Параметрические исследования Рассмотрим структуру [±i]. Исследуемый материал – углепластик однонаправленный. Физико-механические свойства материала приведены в работе [5].

При внешних усилиях Nx = Ny = qxy = 5·105 Н/м имеем следующие значения потенциальной энергии деформации (табл. 1).

Таблица 1 – Зависимость потенциальной энергии деформации от угла армирования Угол Толщина Потенциальная Приведенная армирования пакета энергия энергия деформации U*, Н, град деформации U, МПа, мм 0 11,84 0,482 67, 15 9,2 0,505 42, 30 5,2 0,867 23, 45 2,48 2,488 15, 60 5,2 0,865 23, 75 9,2 0,504 42, 90 11,84 0,482 67, Таким образом, в данном случае оптимальной является структура [±45° что соответствует минимальной толщине пакета. Значит, данный ], критерий не противоречит критерию минимума массы конструкции.

Изменяя значения внешних усилий, можно убедиться, что критерий справедлив во всех случаях. В табл. 2 приведены данные для некоторых вариантов нагружения.

Из данных табл. 2 видно, что критерий проектирования справедлив во всех случаях нагружения. Минимум массы соответствует минимуму приведенной потенциальной энергии деформации.

Таблица 2 – Зависимость толщины пакета и приведенной удельной энергии деформации от характера нагружения для структуры [±i] Значения внешних нагрузок 5·105 5· Nx, Н/м 5·10 5·105 5· Ny, Н/м 0 5·105 5· qxy, Н/м 0 Угол армирования, мм U*, Н U*, Н U*, Н U*, Н, мм, мм, мм, град 0 9,76 25,83 6,72 43,75 12,08 66, 0,56 2, 15 0,96 2,52 8,48 22,41 3,76 22,84 9,92 44, 30 2,08 5,13 4,8 13,41 6,96 30, 2,96 15, 45 3,44 12,23 3,92 20,23 3,92 20, 1,68 7, 60 6,56 20,2 4,72 13,38 6,96 30,22 2,96 15, 75 9,2 24,08 8,48 22,39 9,92 44,35 3,76 22, 90 10 25 9,76 25,83 12,08 66,67 6,72 43, Рассмотрим структуру [0, ±]. Введем обозначение = 1/, 1 - толщина слоев с углом укладки 0;

где - суммарная толщина пакета КМ;

= 1+2 2;

2 - толщина слоев с армированием [±i].

Тогда 2 =.

1 =, В табл. 3 представлены результаты расчета этой структуры при Nx = qxy = 5·105 Н/м, Ny =0.

Таблица 3 – Зависимость потенциальной энергии деформации от структуры пакета КМ [0, ±] Угол Значение армирования 0 0,2 0, * U*, Н U*, Н, град U,Н, мм, мм, мм 0 6,72 43,75 6,72 43,75 6,72 43, 15 3,76 22,84 4,08 25,04 4,48 27, 30 2,88 15,72 3,04 17, 2,96 15, 45 3,92 20,23 2,72 15,695 2,72 15, 60 6,96 30,22 3,36 19,19 3,12 18, 75 9,92 44,35 4,88 30,3 4,64 30, 90 12,08 66,67 7,28 49,44 6,88 46, Продолжение таблицы Угол Значение армирования 0,6 0,8 * U*, Н U*, Н, град U,Н, мм, мм, мм 0 6,72 43,75 6,72 43, 15 4,96 31,56 5,68 36, 30 3,52 21,09 4,48 27, 6,72 43, 45 3,12 18,63 4,08 25, 60 3,52 21,66 4,48 28, 75 5,04 32,56 5,68 36, 90 6,8 44,94 6,72 44, Рассмотрим проектирование структуры КМ «в точке» по критерию отсутствия касательных напряжений. Методика расчета по данному критерию приведена в работе [6].

Оптимизация пакета КМ со структурой [±]. При внешних усилиях Nx = Ny = 5·105 Н/м, qxy =0 получаем оптимальный угол укладки слоев пакета [±45° Таким образом, по двум сравниваемым критериям ].

прочности оптимальной является структура [±45° (см. табл. 2), это ] свидетельствует о том, что критерий минимума потенциальной энергии деформации для статически определимых систем приводит к конструкции минимальной массы.

Выводы Впервые сформулирована задача проектирования структуры КМ в «точке» на основе критерия минимума потенциальной энергии деформации. На основе расчетов для некоторых типовых структур КМ получены зависимости удельной потенциальной энергии деформации от параметров нагружения и структуры КМ.

Сравнение полученных результатов на основе критерия минимума потенциальной энергии деформации с аналогичными исследованиями оптимальной структуры КМ на базе критерия отсутствия касательных напряжений показало, что оптимальные структуры идентичны.

Критерий минимума потенциальной энергии деформации является весьма эффективным для задач оптимального проектирования конструкций максимальной жесткости. При этом критерий удобен тем, что в ряде случаев могут быть удовлетворены одновременно и требования прочности и требования минимума массы. Кроме того, численная реализация данного критерия сводится к сравнительно небольшому числу итераций.

Список использованных источников 1. Бирюк В.И. Методы проектирования конструкций самолетов / В.И. Бирюк, Е.К. Липин, В.М.Фролов. – М.: Машиностроение, 1977. – 232 с.

2. Васильев В.В. Механика конструкций из композиционных материалов / В.В. Васильев. – М.: Машиностроение, 1988. – 272 с.

3. Карпов Я.С. Механика композиционных материалов: учеб.

пособие / Я.С. Карпов. – Х.: Нац. аэрокосм. ун-т «ХАИ», 2001. – 122 с.

4. Карпов Я.С. Оптимизация структуры композиционного материала панелей летательных аппаратов при ограничениях по прочности, устойчивости и прогибу / Я.С. Карпов // Проблемы прочности.

– 2004. – №6 (372). – С. 33-47.

5. Справочник по композиционным материалам: в 2 кн. Кн. 1 / под ред. Дж. Любина;

пер. с англ. А.Б. Геллера, М.М. Гельмонта;

под ред. Б.Э. Геллера. – М.: Машиностроение, 1988. – 448 с.

6. Карпов Я.С. Проектирование оболочек вращения из композиционных материалов: учеб. пособие по курсовому и дипломному проектированию / Я.С. Карпов, О.С. Муравицкий. – Х.: Харьк. авиац. ин-т, 1997. – 88 с.

Поступила в редакцию 18.02.2009.

Рецензент: канд. техн. наук, доцент, О.В. Ивановская, Национальный аэрокосмический университет им. Н.Е. Жуковского “ХАИ”, Харьков УДК 629.735 А.А. Цирюк, канд. техн. наук, А.Г. Смоленко МЕТОДИКА АПРИОРНОЙ ОЦЕНКИ РАЦИОНАЛЬНОСТИ ЛОНЖЕРОННОГО КРЫЛА, ПОТРЕБНОГО КОЛИЧЕСТВА ЛОНЖЕРОНОВ И ФОРМЫ ИХ ПОПЕРЕЧНОГО СЕЧЕНИЯ Преимущество того или иного типа конструкции крыла зависит от целого ряда факторов, главными из которых являются: уровень действующих нагрузок, строительная высота профиля, ограничения на минимальные толщины конструктивных элементов. Как правило, установление рациональности той или иной конструктивно-силовой схемы производят после выполнения трудоемких проектировочных расчетов вероятных типов крыла. Лонжеронная конструктивно-силовая схема рациональна по массе лишь в определенном диапазоне строительных высот крыла, поэтому задача определения такого диапазона, а также вероятного количества и формы поперечного сечения лонжеронов является актуальной.

В работе [1] приведен приближенный сравнительный анализ крыльев различных конструктивно-силовых схем, однако в ней отсутствуют методики, позволяющие конструктору оперативно принять решение о рациональности лонжеронного крыла и его топологии. Целью данной работы является создание такого алгоритма.

Рассмотрим влияние относительной толщины поясов лонжерона = 2 / на эффективность работы материала лонжерона таврового сечения высотой Н с толщиной и шириной поясов, равными соответственно и B.

На рис. 1 показано изменение относительной толщины поясов лонжерона в зависимости от относительного момента инерции (отношения момента инерции лонжерона к моменту инерции 12I B и высотой Н) I =, где I прямоугольного сечения с шириной B – момент инерции лонжерона (при малых строительных высотах крыла необходимо помимо переносного учитывать и собственный момент инерции поясов [1]). Изображенная зависимость описывается формулой ( ) = 1 1 I.

3 Из графика видно, что по мере увеличения I для получения одинаковых приращений относительного момента инерции необходимо все более значительно наращивать площадь сечения лонжеронов.

Рисунок 1 – Зависимость относительной толщины поясов лонжерона от относительного момента инерции лонжерона Эффективность работы материала поясов лонжерона можно.

= I оценить производной ( ) 3 3 1 I Чем больше производная, тем менее эффективно работает материал поясов лонжерона. В качестве границы заведомо нерационального использования материала лонжеронов можно принять = 1. = 0,43.

точку, в которой Это условие соответствует I Следовательно, лонжеронную схему можно реализовывать, если потребные толщины лонжеронов будут не более 20…22% от высоты профиля крыла.

В работе [1] приведен сравнительный анализ моноблочных и лонжеронных крыльев с учетом критических напряжений потери устойчивости. Результаты этого анализа показывают, что лонжеронная конструкция оптимальна по массе, если потребные толщины лонжеронов будут не более 0,1Н.

Суть предлагаемой методики заключается в следующем.

Рассматривается лонжерон швеллерного сечения высотой, равной средней высоте профиля Н, с поясами, имеющими максимально допустимую ширину В1 и толщину, равную либо 0,1Н (при оптимальной конструкции лонжеронного крыла), либо 0,2Н (при предельно допустимой конструкции лонжеронного крыла).

Максимальный изгибающий момент, который может воспринять лонжерон, определяется формулой Mmax = W, где – критические напряжения местной потери устойчивости пояса;

W – момент сопротивления сечения лонжерона.

Очевидно, что лонжерон таврового сечения с поясами, имеющими ту же толщину и ширину, равную 2В1, сможет воспринять в два раза больший момент. Если расчетный момент в сечении крыла равен M, то предполагаемое количество лонжеронов можно определить как M/Mmax На рис. 2 и 3 показаны зависимости Mmax от строительной высоты крыла и допустимой ширины полки лонжерона швеллерного сечения B с толщиной поясов, равной 0,1Н, для двух материалов Д16 (b=450 МПа, Е=72000 МПа) и BT14 (b=1000 МПа, Е=125000 МПа).

Рисунок 2 – Максимальные изгибающие моменты, воспринимаемые лонжероном, изготовленным из материала Д16, с толщиной поясов, равной 0,1Н Анализ результатов расчетов показал, что при малых высотах лонжерона увеличение ширины его пояса приводит не к увеличению воспринимаемого им изгибающего момента, а к уменьшению. Это связано с тем, что при малых высотах малыми являются и допустимые толщины поясов. Следовательно, при увеличении ширины пояса резко падают его критические напряжения. Причем, градиент падения напряжений гораздо выше, чем градиент увеличения момента сопротивления, что и приводит к уменьшению несущей способности лонжерона.

Рисунок 3 – Максимальные изгибающие моменты, воспринимаемые лонжероном, изготовленным из материала ВТ14, с толщиной поясов, равной 0,1Н Для предельно допустимой конструкции лонжеронного крыла зависимость Mmax=f(H,B1) показана на рис. 4 и 5.

Рисунок 4 – Максимальные изгибающие моменты, воспринимаемые лонжероном, изготовленным из материала Д16, с толщиной поясов, равной 0,2Н Рисунок 5 – Максимальные изгибающие моменты, воспринимаемые лонжероном, изготовленным из материала ВТ14, с толщиной поясов, равной 0,2Н Имея графики, подобные рассмотренным выше, для всего спектра применяемых конструкционных материалов, конструктор может оперативно предсказать потребное количество и форму сечения лонжеронов, необходимых для восприятия заданного момента.

Рассмотрим пример использования разработанной методики.

Пусть в бортовом сечении крыла расчетный изгибающий момент М равен 2·108 Н·мм, средняя строительная высота крыла – 200 мм, материал поясов лонжерона – Д16.

По графику, изображенному на рис. 2, находим максимальный момент, который может воспринять лонжерон швеллерного сечения при В1 = 80 мм. Этот момент Мmax=1,13·108 Н·мм. Тогда: для швеллерного лонжерона М/Мmax 2;

для таврового лонжерона М/(2Мmax) 1.

Следовательно, для данного крыла лонжеронная схема будет оптимальной при установке двух лонжеронов швеллерного сечения, либо одного лонжерона таврового сечения.

Список использованных источников 1. Голубев И.С. Проектирование конструкций летательных аппаратов /И.С. Голубев, А.В. Самарин. – М.: Машиностроение, 1991. – 512 с.

Поступила в редакцию 05.03.2009 г.

Рецензент: д-р техн. наук, проф. С. А. Бычков, АНТК «Антонов», г. Киев УДК 678.5.067.5.057 А.В. Чесноков, канд. техн. наук ИССЛЕДОВАНИЕ ПРОЦЕССА РЕЗАНИЯ УГЛЕПЛАСТИКОВЫХ СТЕРЖНЕЙ НА ЭТАПАХ ИЗГОТОВЛЕНИЯ АРМИРУЮЩИХ КАРКАСОВ В технологических процессах изготовления углепластиковых стержней [1] и автоматизированной сборки из них армирующих каркасов (АК) [2] обрезка стержня является важным этапом, определяющим стабильность процесса и качество торца стержня. Отрезные устройства используются на установке изготовления стержней для порезки «бесконечного» стержня на заданную длину и непосредственно при сборке каркасов на автоматической сборочной установке. Ко всем устройствам предъявляются требования по стабильности выполнения реза и снижению повреждения торца стержня, а также ряд ограничений по реализации процесса реза, зависящие от условий эксплуатации.

Вопросы резания композиционных материалов достаточно широко изучены и описаны [3], однако в них не рассматривается резание тонких волокнистых материалов с мягкой матрицей, каким является углепластиковый стержень (УС) на поливиниловом спирте. Поэтому рекомендации по резанию композиционных материалов не могут быть использованы без проведения дополнительных исследований.

Целью исследований являлось повышение качества и стабильности реза с учетом конструктивно-технологических требований к устройствам, определение рациональных режимов резания и проектирование устройств, отвечающих указанным требованиям.

Резание УС осуществляется на этапе изготовления, порезки в размер из «бесконечного» стержня и непосредственно при сборке АК, при этом существенно отличаются условия резания. Подробно рассмотрим каждый из этапов и выделим дополнительные требования к отрезным устройствам в зависимости от места эксплуатации.

При автоматизированной сборке АК [2] подающее устройство перемещается максимально близко к АК и перемещает стержень на необходимую глубину в каркас. Затем необходимо обрезать стержень как можно ближе к каркасу, так как увеличение припуска на диаметр каркаса повышает расход материалов. Обрезка стержня должна производиться с минимальным повреждением его торца, так как распушивание торца и увеличение его диаметра приводит к увеличению усилия вталкивания и снижению стабильности процесса.

Для резки стержней из композиционных материалов применяют лезвийный и абразивный инструмент [3]. Однако для качественного реза абразивным инструментом необходима скорость резания 30 м/с, что не представляется возможным выполнить при компактном исполнении отрезного устройства. Поэтому были изготовлены экспериментальные установки для реза абразивным кругом (рис. 1, а) и резак гильотинного типа (рис. 1, б).

а б Рис. 1. Экспериментальные установки реза УС На экспериментальной установке обрезки стержня абразивным кругом удалось достичь скорости резания всего 5 м/с, повышение скорости невозможно из-за ограничений на диаметр круга и скорость вращения двигателя. Анализ качества реза показал повреждение структуры стержня на глубину 2...4 мм, что приводит к разпушиванию торца УС и непригодности его для сборки.

Для максимального приближения зоны реза к каркасу в резаке гильотинного типа плоскость реза необходимо выполнить под наклоном.

Геометрические параметры резания схематично показаны на рис. 2.

Рассматривалось два варианта перемещения режущего инструмента:

вниз с образованием острого угла с осью стержня в направляющей (рис.

2, а) и вверх с образованием тупого угла (рис. 2, б).

Рисунок 2 – Геометрические параметры резания Для исследования резки УС использован режущий инструмент (РИ) из быстрорежущей стали Р6М5. Варьируемым параметром РИ был угол заточки = 15;

30;

450. В качестве критерия оценки операции резки было принято отношение торца стержня, измеренное в горизонтальной плоскости, к первоначальному диаметру стержня – коэффициент деформации торца (КД), на рис. 3 показана полученная зависимость.

Влияние перечисленных параметров на стойкость РИ (ТРИ), определяемое как количество качественных резов стержня между переточкой инструмента, представлено на рис. 4.

KД 1, 1, 1, 15 30 Рисунок 3 – Зависимость деформации торца стержня от параметров резания: 1– с образованием острого угла;

2 – с образованием тупого угла ТРИ * 15 30 Рисунок 4 – Зависимость стойкости РИ от параметров резания:

1 – с образованием острого угла;

2 – с образованием тупого угла Диаметр торца стержня при увеличении увеличивается незначительно, это объясняется повышением области контакта ножа со стержнем, приводящего к его смятию. Резкое повышение стойкости РИ при изменении вида резки объясняется разложением сил резания. Так, при резании с образованием острого угла результирующая сила резания направлена на отжим инструмента от плоскости реза и при затуплении РИ нож не отрезает отдельные филаменты в нижней части стержня, а скользит по ним. Это наступает тогда, когда радиус при вершине резца становится близким к диаметру филаменты или больше него. Отрезка с образованием тупого угла не имеет этих недостатков и поэтому стойкость РИ в несколько раз выше.

На пултрузионных установках изготовления УС для получения стержней мерной длины, которые, как правило, используются для вертикальных стержней АК или ручной сборки АК, после протяжки устанавливают отрезное устройство. Непрерывный характер производства стержней практически исключает возможность остановки движения стержня для его реза. Таким образом, резка стержней должна производиться либо максимально быстро, либо при движении режущего инструмента совместно со стержнем. Реализация последнего способа вызывает трудности конструкторского характера и не обеспечивает повышения качества реза. Поэтому для резки стержней более целесообразно применять быстродействующие резаки гильотинного типа. В отличие от рассмотренного ранее резака перемещение лезвия осуществляется перпендикулярно к оси стержня, при этом одновременно обрезается до пяти стержней, остальные геометрические параметры режущего инструмента аналогичны рассмотренным.

Применение электромагнитного привода ножа обеспечивает быстродействие резака в пределах 0,2...0,3 с. Так как разрезка УС осуществляется при его движении, и на период обрезки это движение перекрывается ножом, узел размещают на таком расстоянии от протяжки, при котором задержка движения УС компенсируется прогибом участка стержня без его повреждения.

При выполнении пултрузионной установки с приводной бобиной [4] порезку осуществляют независимым устройством, в состав которого входят подающие ролики и резак. Для качественной обрезки стержень перед обрезкой останавливают. Резку стержней эффективно выполнять абразивным кругом. Для резки углепластиковых изделий хорошо зарекомендовали себя алмазные отрезные круги, по сравнению с абразивными кругами на вулканитовых и бакелитовых связках, они обеспечивают наибольшую производительность при меньшем износе и засаливании. Проведенные исследования подтвердили рекомендации [3] по применению для резки кругов из синтетических алмазов АС зернистостью 200/160 на металлической связке М1. Однако максимальная скорость при отрезке стержней должна быть уменьшена на 20...30% по сравнению с рекомендованной из-за снижения прочности на смятие торца стержня вследствие термодеструкции связующего и невозможности применения охлаждения. Рекомендованная скорость резания – 30 м/мин.

На основании изложенного выше спроектировано устройство резки стержней, показаное на рис. 5, со снятым защитным кожухом. Отрезка производится алмазным кругом, приводимым во вращение электродвигателем. Подача круга осуществляется от электромагнита поворотом качающегося рычага. Плавность движения подачи обеспечивается демпфером. Управление электромагнитом осуществляется от датчика длины стержня. Экспериментальные исследования качества реза подтвердили хорошие показатели производительности, увеличение диаметра стержня у торца КД не превышало 1,02.

Рисунок 5 – Устройство порезки стержня со снятым защитным кожухом Выводы Проведенные исследования позволили определить рациональный способ выполнения реза УС в зависимости от конструктивно технологических требований к устройствам и определить режимы резания с минимальным повреждением торца УС. Спроектированные устройства отвечают требованиям к качеству и стабильности реза УС.

Список использованных источников 1. Чесноков А.В. Технологический процесс изготовления углепластиковых стержней для углерод-углеродных композитов / А.В. Чесноков // Вісн. Східноукраїнського нац. ун-ту ім. В. Даля. – № (53). – Луганськ, 2002. – С. 143-148.

2. Чесноков А.В. Повышение производительности сборки армирующих каркасов для углерод-углеродного композиционного материала / А.В. Чесноков, В.В. Чесноков // Вісн. Східноукраїнського нац.

ун-ту ім. В. Даля. – №7(113) Ч. 1. – Луганськ, 2007. – С. 169-173.

3. Степанов А.А. Обработка резанием высокопрочных композиционных полимерных материалов / А.А. Степанов. – Л.:

Машиностроение, Ленингр. отд-ние, 1987. – 176 с.

4. Чесноков А.В. Изготовление стержневых армирующих каркасов для углерод-углеродных композиционных материалов на основе «бесконечного» стержня / А.В. Чесноков // Проектирование и производство конструкций летательных аппаратов. Сб. науч. тр. Нац. аэрокосм. ун-та им.

Н.Е. Жуковского «ХАИ» – Вип.1 (52). – Х., 2008. – С. 104-107.

Поступила в редакцию 10.02.2009.

Рецензент: д-р техн. наук, ст. науч. сотр.

В.Ф. Забашта, ОАО «Украинский НИИ авиационной технологии», г. Киев УДК 621.7.073 А.В. Клопота, канд. техн. наук, М.А. Шевцова, канд. техн. наук, Е.В. Полякова НОРМИРОВАНИЕ ТРУДА ТЕХНОЛОГА ПРИ ПРОИЗВОДСТВЕ АВИАЦИОННЫХ КОНСТРУКЦИЙ ИЗ ПОЛИМЕРНЫХ КОМПОЗИЦИОННЫХ МАТЕРИАЛОВ О трудностях нормирования работ работников умственного труда упоминается во многих источниках и, в частности работе [1] при техно логической подготовке производства в авиационной промышленности.

Эти работы (как конструкторские, так и технологические) предполагают творческий подход, что обуславливает определенные трудности в опре делении их трудоемкости.

Существуют методики определения трудоемкости выполнения кон структорских работ [2,3]. В основе определения норм времени для вы полнения конструкторских работ лежит деление конструкций по группам сложности и категориям новизны. При этом единицей отсчета принима ется формат заданной величины с определенным коэффициентом за полнения. Нормирование работ по технологическому направлению име ет ряд своих особенностей. Многие из них отражены, например, в [4].

Данный сборник содержит нормы времени на основные виды работ по разработке технологической документации на процессы литья, раскроя и обрезки заготовок, ковки и штамповки, механической и термической об работки, сварки, слесарно-сборочных и электромонтажных работ, нане сения защитных и защитно-декоративных покрытий, электрофизических и электрохимических методов обработки, изготовления изделий из пла стмасс, пайки, сварки трением, а также на разработку технологических документов общего назначения. Как отмечается в аннотации, сборник разработан с учетом достигнутого уровня производительности труда технологов и накопленного опыта рационализации их труда. К сожале нию, вопросы нормирования процесса выполнения технологического труда, связанного с изготовлением деталей и конструкций из полимер ных композиционных материалов (ПКМ), в этом сборнике не отражены.

Между тем объемы применения полимерных композиционных материа лов как в народном хозяйстве в целом, так и в авиастроении в частно сти, достигли таких масштабов, с которыми уже нельзя не считаться.

В последние годы немаловажную роль приобретает нормирование труда инженерно-технических работников, занятых в сфере технологи ческой подготовки производства (ТПП) самолетов. Поэтому для пра вильной организации ТПП и оптимального оснащения производства воз никает настоятельная необходимость вооружить соответствующие пла новые органы необходимыми нормативными материалами, которые и предлагаются в данной работе.

В настоящей работе межотраслевые нормы времени, разработан ные в [4] выбраны за основу для разработки соответствующих норм, от ражающих особенности производства деталей из полимерных компози ционных материалов в условиях авиационной промышленности.

Нормы учитывают трудоемкость разработки технологического про цесса (ТП) и сопроводительных работ (технологический контроль конст рукторской документации;

внедрение ТП;

контроль по соблюдению тех нологической дисциплины;

корректировку ТП: внесение изменений в тех нологическую документацию в соответствии с конструкторскими изве щениями, по результатам внедрения ТП и рационализаторских предло жений и др.), согласование технологической документации с другими подразделениями предприятия, работы общего характера и т.п. Сум марная трудоемкость сопроводительных работ составляет до 10% нор мы времени на разработку ТП.

При нормировании работы технологов необходимо учитывать все элементы, которые ее составляют, степень ее новизны, необходимость выполнения вспомогательных функций и т.п. Время на разработку ТП и соответствующей документации часто определяется еще при не завер шенном проектировании изделия.

В основу разрабатываемых норм положена разбивка изделий и технологических процессов по группам сложности и категориям новизны.

Однако определение группы сложности производится в непосредствен ной связи с классификацией изготавливаемых изделий и технологиче ских процессов их производства.

С этой точки зрения для наиболее рационального решения возни кающих производственных задач необходимо, чтобы элементарные производственные единицы, т.е. детали, классифицировались по опре деленной закономерной системе. На сегодня определились две системы классификации деталей: конструкторская и технологическая. Эти систе мы связаны между собой, причем технологическую классификацию це лесообразней осуществлять после проведения унификации и нормали зации деталей. Суть классификации заключается в распределении сбо рочных узлов, агрегатов, деталей на классы, виды, группы и типы.

Технологическая классификация значительно сложнее конструк торской, так как объединение деталей в группы по общности обрабаты вающего оборудования, оснастки и маршрута обработки производится по значительно большему числу признаков. Объектами технологической классификации могут быть либо технологические процессы обработки, либо непосредственно детали. Первой и основной ступенью технологи ческой классификации является определение технологических групп и узлов, имеющих технологическое подобие.

Существуют два метода технологической классификации. Первый метод основан на общности наладки используемых приспособлений и оборудования, второй - на общности технологических процессов. Опыт показывает, что второй метод проще и точнее. Типизация технологиче ских процессов базируется на классификации деталей по их конструк ции, следовательно, и по общности технологических задач.

Приведение большого разнообразия деталей и узлов к ограничен ному числу типов позволяет разрабатывать типовые технологические процессы для каждого типа, что значительно сокращает время на техно логическую подготовку производства.

Группы сложности изделий, для которых разрабатывается техно логическая документация, зависят от типа производства и даже изменя ются в пределах одного типа.

В данной работе в основу разделения деталей на группы сложно сти взят упрощенный классификатор деталей из ПКМ самолета АН-70, так как единого классификатора конструкций из полимерных композици онных материалов не существует. В соответствии с ним изготавливае мые на самолет детали из ПКМ могут быть разделены на такие классы:

– листовые обшивочные детали;

– конструкции балочного типа;

– конструкции панельного типа;

– каркасные интегральные конструкции.

Схематически представители этих классов показаны на рисунке 1.

Классификация конструкций из композиционных материалов: 1 – листовые обшивочные детали;

2 – конструкции балочного типа;

3 – конструкции панельного типа;

4 – каркасные интегральные конструкции Поскольку к каждому классу относится большое количество дета лей, то индивидуальные особенности рассматриваемой конструкции мо гут быть учтены системой коэффициентов. В этой же системе коэффи циентов предлагается отражать и вопросы, касающиеся категорий но визны.

Таким образом, норма времени на разработку технологической до кументации ( Н врем ) может быть определена следующим образом:

Н врем = Н к К 1 К 2... К n, (1) где Н к - норма времени типового представителя класса, приведена в табл. 1;

Ki – поправочные коэффициенты, отражающие новизну и инди видуальные особенности детали.

Таблица 1 – Значения норм времени для типовых представителей класса № Норма времени Н к, ч Название класса п/п Листовые обшивочные детали 1 8- Конструкции балочного типа 2 10- Конструкции панельного типа 3 10- Каркасные интегральные конструкции 4 15- Система поправок Ki состоит из 22 коэффициентов и учитывает осо бенности конструкции и разрабатываемого технологического процесса.

При этом часть из них ( К1 – К11 ) носят общий характер и сходны с соот ветствующими коэффициентами, вводимыми в [4], другая часть ( К12 - К 22 ) призвана отразить специфику работы с полимерными композиционными материалами в авиационной промышленности.

Сведения о предлагаемых коэффициентах и что они призваны от ражать, наличие или отсутствие в рассматриваемом производстве и диапазон их значений приведены в табл. 2.

Кроме норм времени на разработку технологической документации предлагается нормирование времени на внедрение ТП, которое состоит из таких работ:

- авторский надзор - 15% трудоемкости изготовления изделия;

- составление акта внедрения – 1,2 часа на акт.

Таким образом, полная норма времени ( Н п ) на разработку техно логической документации и сопровождение ее в производство с учетом подготовительно-заключительных работ будет равна Н п = ( 1,15 Н врем + 1,2) 1,1, () где 1,1 – коэффициент, учитывающий подготовительно-заключительные работы.

Нормы времени рассчитаны на качественную разработку техноло гической документации. Исправление допущенных работником ошибок выполняется за счет основной нормы времени.

В табл. 3 в качестве примера приведены данные расчета норм времени для представителей разных классов. Из сопоставления полу ченных результатов с реальными производственными затратами на раз работку технологической документации и сопровождение ее в производ ство можно сделать вывод об их удовлетворительном совпадении. Од нако следует отметить, что приведенные в табл. 3 значения поправоч ных коэффициентов могут изменяться и претерпевать корректировку, поскольку зависят от многих факторов, в том числе и от конкретных ус ловий производства.

Таблица 2 – Поправочные коэффициенты Механи- Произ По- ческое водство Величи прав- Что учитывает произ- деталей на Ki ка водство из ПКМ [4] Количество технических условий и тре К1 + 1,0-1, + бований, приведенных на чертеже в виде обозначений и текстовых указаний Применяется в случае разработки ТП на К2 + + 1,1-1, изготовление изделий сниженной жест кости Если деталь или сборочная единица содержит числовое значение парамет К3 + + 1,0-1, ра, который характеризует сложность разработки технологического докумен та (например, допуск) Выполнение технологического доку К4 + + 1, мента непосредственно на кальке Разработку ТП с использованием типо К5 + + 0, вого Корректировку существующего ТП, на К6 пример, соответственно конструктор- + + 0,1-1, ским извещениям, рацпредложениям и т.п.

Разработку технологической докумен К7 + + 1,0-1, тации для крупногабаритных изделий К8 + + 1,0-1, Большую массу изделий Тип используемых норм времени для К9 + – 1,0-0, нормирования ТП Нормирование ТП технологом, который К10 + + 0, его разрабатывал Автоматизированное проектирование К11 + + 1,0-0, техпроцессов и их нормирование К12 – + 1,0-3, Количество операций в ТП Количество необходимого оборудова К13 – + 1,0-1, ния Количество необходимых термообра К14 – + 1,0-1, боток Количество отверждаемых клеев и свя К15 – + 1,0-1, зующих, необходимых для изготовле ния детали Продолжение таблицы Механи- Произ По- ческое водство Величи прав- Что учитывает произ- деталей на Ki ка водство из ПКМ [4] Наличие или отсутствие доводочных К16 – + 1,0-1, операций 1,0-1, К17 – + Сложность армирования Номенклатуру применяемых материа- – 1,0-1, К18 + лов Потребность изменения схемы армиро- – 1,0-1, К 19 + вания по габаритам (длине) детали – 1,0-1, К 20 + Количество входящих деталей Необходимость подробной детализа- – 1,0-2, К 21 + ции сборочных приспособлений 1,0-1, К 22 – + Необходимость эскизных пояснений Таблица 3 – Нормы времени представителей разных классов Листовые об- Конструкции Каркасные ин Название Конструкции шивочные дета- панельного тегральные класса балочного типа ли типа конструкции Типовой Образцы входно- Поперечная бал- Стенка рифтов Внутренний кон представи го контроля ка пола III лонжерона тур каркаса тель Норма времени 10 15 20 Нк, ч 1,0 1,1 1,1 1, К1 (6 пунктов на чер- (12 пунктов на (10 пунктов на (18 пунктов на теже) чертеже) чертеже) чертеже) К2 1,0 1,0 1,0 1, 1,1 1,1 1,0 1, (предъявляются (предъявляются (предъявляются (предъявляются требования к требования к тол- требования к требования к К толщине детали) щине стенки и толщине дета толщине дета местам установки ли) ли) кронштейнов) 1.0 1.0 1.0 1. (техпроцесс вы- (техпроцесс вы- (техпроцесс вы- (техпроцесс вы К полняется на бу- полняется на бу- полняется на полняется на маге) маге) бумаге) бумаге) Продолжение таблицы Листовые об- Конструкции Каркасные Название Конструкции шивочные де- панельного интегральные класса балочного типа тали типа конструкции Типовой Образцы входно- Поперечная бал- Стенка рифтов Внутренний кон представи го контроля ка пола III лонжерона тур каркаса тель 1.0 1.0 1.0 1. (не используется (не используется (не использует- (не использует К типовой процесс) типовой процесс) ся типовой про- ся типовой про цесс) цесс) 1,0 0,3 0,4 0, (разрабатывается (корректируется (корректируется (корректируется К совершенно но- существующий существующий существующий вый ТП) ТП) ТП) ТП) 1,0 1,1 1,1 1, К7 (габариты дета- (габариты дета- (габариты дета- (габариты дета ли: 0,3 0,9 м) ли: 0,1453 м) ли: 0,456,9 м) ли: 2,07,0 м) 1,0 1,0 1,0 1, К8 (масса детали: (масса детали: (масса детали: (масса детали:

3,6 кг) 3,0 кг) 4,4 кг) 130,0 кг) К9 1,0 1,0 1,0 1, 1,0 1,0 1,0 1, (нормирование (нормирование (нормирование (нормирование ТП производится ТП производится ТП производит- ТП производит К 10 не тем техноло- не тем техноло- ся не тем тех- ся не тем тех гом, который его гом, который его нологом, кото- нологом, кото разрабатывал) разрабатывал) рый его разра- рый его разра батывал) батывал) 1,0 1,0 1,0 1, (автоматизиро- (автоматизиро- (автоматизиро- (автоматизиро К 11 ванное проекти- ванное проекти- ванное проек- ванное проек рование ТП не рование ТП не тирование ТП тирование ТП применяется) применяется) не применяется) не применяется) 1,0 2,0 1,5 3, (паспорт содер- (паспорт содер- (паспорт содер- (паспорт содер К жит 20 операций) жит 50 операций) жит 40 опера- жит 58 опера ций) ций) 1,0 1,0 1,0 1, К 13 (одно оборудова- (одно оборудо- (одно оборудо- (несколько ус ние) вание) вание) тановок) 1,0 1,0 1,0 1, (одна термообра- (одна термооб- (одна термооб- (несколько тер К ботка) работка) работка) мообработок) Продолжение таблицы Листовые об- Конструкции Каркасные Название Конструкции шивочные де- панельного интегральные класса балочного типа тали типа конструкции Типовой Образцы входно- Поперечная бал- Стенка рифтов Внутренний кон представи го контроля ка пола III лонжерона тур каркаса тель 1,0 1,0 1,0 1, К (одно связующее) (одно связующее) (одно связующее)(одно связующее) 1,0 1,05 1,0 1, (доводочные (необходима (доводочные (необходима К операции отсут- шпаклевка) операции отсут- шпаклевка) ствуют) ствуют) 1,0 1,4 1,0 1, (угол армирова- (угол армирова- (угол армирова- (угол армирова К ния постоянный) ния меняется) ния постоян- ния постоян ный) ный) 1,0 1,0 1,0 1, (используется (используется (используется (используется К материал одной материал одной материал одной материал раз марки) марки) марки) ных марок) 1,0 1,25 1,0 1, (угол армирова- (угол армирова- (угол армирова- (угол армирова К19 ния по длине де- ния изменяется ния по длине ния по длине тали не изменя- по длине детали) детали не изме- детали не изме ется) няется) няется) 1,0 1,05 1,0 1, (входящие дета- (входящие де (присутствуют (присутствуют К ли отсутствуют) входящие детали: тали отсутству- входящие дета пояса) ют) ли) 1,0 1,0 1,0 2, (сборочные при- (сборка секций (сборочные (сборочные при К 21 способления от- приспособления внутреннего способления от сутствуют) отсутствуют) контура в ста сутствуют) пеле) 1,0 1,1 1,1 1, (эскизных пояс- (необходимы не- (необходимы (необходимо К 22 нений не требу- которые эскизные некоторые эс- большое коли ется) пояснения) кизные поясне- чество эскизов) ния) Н врем, ч 11 25,4 15,9 263, Нп, ч 15,2 33,5 21,4 334, Выводы 1. Из рассмотрения упрощенного классификатора деталей из ПКМ само лета АН-70 предложено четыре основных класса типовых деталей, ко торые приняты за основу в дальнейшем при нормировании труда техно лога.

2. В работе предложена система поправочных коэффициентов, позво ляющая учитывать особенности производства изделий из ПКМ при нор мировании труда технолога при разработке, внедрении и сопровожде нии ТП.

3. Полученные результаты хорошо согласовываются с реальными за тратами технолога, что позволяет рекомендовать данную систему ко эффициентов в производство авиационных изделий из ПКМ при плани ровании работы технолога.

4. Создание нормативно-справочных материалов, учитывающих осо бенности производства и конструкции позволит обоснованно выбирать значение поправочных коэффициентов. Нормативно-справочные мате риалы для перспективного планирования должны разрабатываться на базе статистических материалов всех предприятий отрасли.

Список использованных источников Крысин В.Н.Технологическая подготовка авиационного производ 1.

ства / В.Н. Крысин. - М.: Машиностроение, 1984. - 200с.

Міжгалузеві норми часу на розроблення конструкторської докуме 2.

нтації // Міністерство праці України, Національний центр продук тивності. - Краматорськ, 2007. – 110 с.

Міжгалузеві нормативи трудомісткості проектування засобів тех 3.

нологічного оснащення // Міністерство праці України, Національ ний центр продуктивності. - Краматорськ, 1997. - 100 с.

Міжгалузеві укрупнені норми часу на розроблення технологічної 4.

документації // Міністерство праці України, Національний центр продуктивності. - Краматорськ, 2005. - 132 с.

Поступила в редакцию 5.02.2009.

Рецензент: д-р техн. наук, ст. науч. сотр. В.И. Сливинский, ОАО “Украинский НИИ технологии машиностроения”, г. Днепропетровск.

УДК 621.7.06.003.14 М.Е. Тараненко, д-р техн. наук, А.В. Демченко, А.В. Маковецкий РАЗРАБОТКА МАТЕМАТИЧЕСКИХ МОДЕЛЕЙ РАСЧЕТА КВАЛИМЕТРИЧЕСКИХ ПОКАЗАТЕЛЕЙ ТЕХНОЛОГИЧНОСТИ КРУПНОГАБАРИТНЫХ ДЕТАЛЕЙ В условиях острой конкурентной борьбы производителей за рынки сбыта показатели технологичности любой продукции существенным об разом определяют ее конкурентоспособность. Более точный учет всех показателей технологичности позволяет повышать адекватность управ ленческих решений при освоении новой продукции. Поэтому создание математических моделей расчета таких показателей является актуаль ной задачей. Это особо приоритетно для процессов обработки металлов давлением крупногабаритных деталей, для которых в составе затрат технологической себестоимости затраты на технологическую оснастку и штамповочное оборудование превалируют над другими затратами. Ис пользование таких моделей при расчете показателей качества продук ции позволяет уже на этапе проектирования адекватно оценивать ее ка чество, удовлетворяющее потребителя.

В числе определяющих показателей качества комплексный показа тель технологичности детали практически для всех типов производств является важным. Его количественное значение зависит от стоимости используемой оснастки, а также от применяемого оборудования.

В связи с существенными изменениями технологии изготовления крупногабаритной штамповой оснастки (использованием ЧПУ и совре менных копировальных станков) известные эмпирические зависимости определения стоимости изготовления [1] во многом потеряли свою точ ность. Появление на рынке и использование нового листоштамповочно го оборудования вызывают необходимость синтеза зависимостей их стоимости от технологических возможностей, которые можно использо вать при планировании технологической подготовки производства.

При построении зависимостей трудоемкости изготовления техно логической оснастки и цены технологического оборудования необходимо установить параметры аргументов. Их изменение разработчиком долж но подсказывать и давать возможность оптимизировать принятие управ ленческих решений. Это достаточно строго определяет требования к точности и адекватности разрабатываемых зависимостей.

Кузнечно-прессовое оборудование обладает рядом технико экономических характеристик, характеризующих возможности и область применения данного оборудования. В каталогах и справочниках можно найти такие данные, как усилие пресса, ход ползуна, число ходов ползу на в минуту, размеры стола, усилие прижима, мощность электродвига теля, габариты и вес пресса и другие. Разумеется, все множество пока зателей рассматривать просто нет смысла. Во-первых, математический аппарат требует минимизации и выделения основных факторов, оказы вающих наибольшее влияние на исследуемую целевую функцию. Во вторых, некоторые показатели (вес, размеры оборудования) не пред ставляют прямого интереса для обеспечения технологичности проекти руемой детали.

Наиболее общим критерием технологичности конструкции изделия является ее экономическая целесообразность при заданном качестве в существующих условиях производства, эксплуатации и ремонта. В рам ках данной статьи остановимся на оценке стоимости прессового обору дования, используя корреляционные зависимости.

Что же является основой для синтеза математической модели це нообразования прессового оборудования для крупногабаритной листо вой штамповки? В статье [2] авторы сделали выбор в пользу усилия пресса (номинальная сила) и хода штока. Усилие прессования - дейст вительно весомый показатель, характеризующий возможность дефор мирования заготовки из данного материала в принципе.

Касательно хода штока стоит отметить, что при крупногабаритной штамповке глубина детали сравнительно невелика, что объясняется сложностью обеспечения равномерной деформации на большие глуби ны. Кроме того, у всех рассмотренных единиц оборудования параметр «ход штока» в основном жестко связан с размерами стола.

Габариты стола, точнее его технологическая площадь, – второй ар гумент, включенный в математическую модель. Площадь детали в пла не – то, что уже известно на этапе эскизного проектирования, и может быть изменена на этапе отработки на технологичность (например, чле нение детали на составные части). Этот параметр определяет техноло гические возможности и характеристики ресурсопотребления оборудо вания. Ведь, оперируя удельными величинами, такими, как отношение площади стола к стоимости оборудования, можно находить стоимость единицы потребной технологической площади.

Причинно-следственная связь между усилием прессования, техно логической площадью и стоимостью была взята за основу составления математической модели. Сложность определения комплексного показа теля заключается в том, что при его расчете надо учитывать различную экономическую эквивалентность (весомость) входящих в нее элементов.

Кроме того, нельзя пренебрегать различными вариантами свертки целе вой функции.

Для решения всех этих вопросов была использована программа Microsoft Excel. На первом этапе, руководствуясь каталогами и справоч никами кузнечно-прессового оборудования, были составлены электрон ные таблицы с занесенными основными данными по каждой модели оборудования для механических и гидравлических прессов отдельно.

Критерием отбора являлись ограничения на усилие (не менее 160 тс) и габариты (не менее метра по обоим направлениям).

При выборе функциональной зависимости были рассмотрены и проанализированы линейная, степенная и экспоненциальная функции.

Средствами программы, с помощью функций ЛИНЕЙН и ЛГРФПРИБЛ отдельно анализировалось множество данных по прессам.

Наилучшие результаты были получены при использовании сте пенной аппроксимации, что подтверждается коэффициентом множест венной детерминации, критерием Фишера и доверительным интерва лом.

Результаты расчета имеют вид:

, Sм,250 ( ±13%) ;

– для механических прессов См = А Pм 0, SГ,505 ( ±18%), – для гидравлических прессов СГ = А PГ где С – стоимость, у.е;

P – усилие, тс;

S – площадь стола, мм2. Индек сами М и Г показана принадлежность к механическим и гидравлическим группам. В скобках указан доверительный интервал при 95-процентном уровне надежности. Коэффициент А учитывает поправку на валюту.

Для американских долларов его следует принимать равным 0,75.

Полезность входящих аргументов подтверждается критерием Стьюдента. Выполнена проверка на вероятность наличия ошибочной корреляционной связи. Результаты позволяют использовать математи ческие модели для оценки стоимости прессового оборудования, выхо дящего за диапазон исследуемой выборки в сторону увеличения пара метров.

Полученная математическая модель может быть использована как для ориентировочной предварительной абсолютной оценки оборудова ния для крупногабаритной листовой штамповки, так и для сравнения от носительных конструкторско-технологических решений во время проек тирования и отработки на технологичность. Например, конструктор мо жет оценить, во сколько раз изменится стоимость используемого обору дования при сокращении площади штампуемой детали или ее глубины.

Технологическая оснастка для штамповки отличается сложностью и неповторяемостью форм, единичным характером её производства, не возможностью применения принципа взаимозаменяемости, сложными технологическими приемами при изготовлении, потребностью в обору довании высокой точности и универсальности. Технический уровень этих особенностей влияет на характерные технико-экономические показатели: цикл изготовления и трудоёмкость (в среднем 200- нормо-часов).

Для постановки задачи определения стоимости изготовления штамповой оснастки в качестве размерного параметра примем один из наиболее универсальных факторов для оценки стоимости трудоёмкость изготовления, определяемую объёмом механообработки.


При разработке математической модели в первую очередь необходимо отобрать небольшое количество факторов, однозначно отображающих объём механообработки при изготовлении штампов.

Разрабатываемая модель должна по возможности распространяться на как можно большую по численности группу аналогичных объектов.

Однако создание небольшого количества моделей, применимых к большим группам объектов, затруднительно в связи с характерными особенностями штамповой оснастки, применяемой на оборудовании различной номинальной мощности.

Для решения поставленной задачи в качестве факторов, опреде ляющих трудоёмкость изготовления штампов, были выбраны два раз мерных параметра: полупериметр полости оснастки и максимальная глубина, которые являются непрерывными величинами и измеряются в мм, а также усилие деформирования, которое влияет на особенности изготовления штампов. Данные о трудоёмкости изготовления и геометрических параметрах штамповой оснастки собраны на предприятиях машиностроительной отрасли.

При построении математической модели была принята экспоненциальная функция свёртки. Она наиболее применима при постановке данной задачи в связи с тем, что функция данного вида даёт описание нелинейной связи между трудоёмкостью и факторами, а также не противоречит физической стороне задачи (при том, что какой-либо параметр, влияющий на трудоёмкость изготовления штамповой оснастки, стремится к нулю, множитель, соответствующий этому параметру, стремится к единице и не обращает в ноль искомую функцию).

В результате проведенного статистического анализа получены за висимости трудоёмкости изготовления от выбранных параметров для трех групп штампов по усилию деформирования: 1-я - до 5 т.с., 2-я - от до 16 т.с., 3-я - свыше 16 т.с.

Полученный коэффициент множественной детерминации для синтезированных зависимостей трудоёмкости для штампов трёх групп указывает на сильную зависимость между трудоёмкостью и выбранными параметрами. При этом следует оценить, является ли эта зависимость случайной, и тем самым показать, насколько применимы данные модели для предсказания будущих значений. Оценка проводилась с помощью критерия Фишера. Было установлено, что полученная зависимость трудоёмкости для штампов 1-й группы неслучайна и полезна для предсказания будущих значений в сторону роста параметров с уровнем надёжности 72 %;

2-й – 90 %;

3-й – 75 %. По критерию Стьюдента было установлено то, что оба выбранных параметра являются равнозначно важными переменными для оценки трудоёмкости.

Модель рассчитывали с помощью средств Microsoft Exel с исполь зованием функции ЛГРФПРИБЛ.

Конечные модели для расчета трудоёмкости изготовления штам повой оснастки для трёх выделенных групп представлены в таблице.

Группа Математическая модель для оценки трудоёмкости изготовления, где Т – трудоёмкость изготовления штамповой штампа, нормо-час;

Р – полупериметр ручья, мм;

Н – оснастки максимальная глубина ручья, мм 1 T = 64,579 1, 001P 1.003H 2 T = 13, 967 1,002P 1, 009H 3 T = 2, 394 1,002P 1,023H Применение многокоординатных фрезерных станков высокой точности приводит к снижению трудоёмкости изготовления штампов за счет снижения числа установок, исключения трудоёмких ручных подгоночных работ. Влияние такого параметра, как сложность формы изготавливаемой оснастки предлагается учесть введением H H коэффициента kc =,%, где - отношение глубины к ширине B B локальных полостей, % - процент площади локальных полостей к общей площади ручья.

Таким образом, были синтезированы экономико-технические зависимости стоимости листоштамповочного оборудования и трудоемкости изготовления штамповой оснастки от наиболее важных технологических параметров. В основу выбора параметров аргументов была положена возможность использования зависимостей на ранних этапах жизненного цикла изделий при оценке их технологичности или комплексных показателей качества продукции и производства.

Список использованных источников 1. Общемашиностроительные типовые нормы времени на изготовление штампов холодной штамповки / под ред. А.В. Федулова. – М.: НИИ труда, 1971. – 256 с.

2. Ковалев А.П. Математические модели для массовой оценки рыночной стоимости кузнечно-прессовых машин / А.П. Ковалёв, Е.В. Курова // КШП. ОМД. - 2003. - № 8. - С. 34-41.

Поступила в редакцию 6.03.09.

Рецензент: д-р техн. наук, проф. А.Г. Гребеников, Национальный аэрокосмический университет им. Н.Е. Жуковского «ХАИ», Харьков УДК 621.7: 537.24 Н.В. Нечипорук, канд. техн. наук С.В. Олейник, канд. техн. наук В.Ф. Гайдуков, канд. техн. наук В.В. Кручина ЭЛЕКТРОИМПУЛЬСНАЯ АКТИВАЦИЯ ВОДЫ В ПРОЦЕССАХ ОЧИСТКИ ПРОМЫШЛЕННЫХ СТОКОВ При электроимпульсной очистке промышленных стоков использу ются электрические разряды, возбуждаемые в зернистом электропро водном слое (магнитные гранулы, стружка и др.), через который пропус кается техническая вода.

Подача импульсного напряжения на электроды приводит к образо ванию первичных каналов разряда. В образовавшиеся каналы электри ческого разряда в течение 10 - 60 мкс вводится энергия конденсаторной батареи. Объем, занимаемый разрядами, составляет доли кубического миллиметра, а площадь привязки импульсного тока – 10-5 …10-6 см2. По этому плотность тока при подводимой мощности 700…2000 Вт и величи не разрядного тока (1-4)·102 А достигает значений до 106…108 А/см2, темпе ратура внутри канала разряда – (0,2-2)·104 К и давление –105…109 Па [1,2,3].

На разрядной стадии основными действующими факторами явля ются сильные импульсные электрические и магнитные поля, которые способны не только растянуть и превратить в диполи неполярные моле кулы воды с деформацией водородных связей, но и диссоциировать на ионы некоторые полярные молекулы.

Совместное воздействие указанных факторов приводит к измене нию структуры и свойств воды [ 4,5,7,8,15].

Исследование влияния факторов ЭИ разряда на процесс активации воды проводили путем измерения диэлектрической проницаемости и тангенса угла диэлектрических потерь водопроводной воды до и после ее обработки на электроразрядном реакторе.

В качестве засыпки реактора использовались гранулы чистого алюминия для того, чтобы по возможности максимально исключить по падание ферромагнитных микрочастиц в область электромагнитного по ля.

Мощность, подводимая к реактору, изменялась в диапазоне 700…1500 Вт при скорости прокачки воды 100 л/ч, что соответствует U = 20 см/с, температуре воды на входе в реактор Т = 19С, pH = 7,0 и частотах следования разрядов 300 Гц.

Для измерения диэлектрической проницаемости воды применялся резонансный метод [9], реализуемый с помощью куметра. Суть метода заключается в том, что исследуемый объект помещается в измеритель ную ячейку (ИЯ), которая как конденсатор Сx включается параллельно конденсатору переменной емкости С1 последовательного колебатель ного контура куметра. Относительная погрешность измерения диэлек трических постоянных образца куметром типа ВМ-560 достигает 20% и больше. При этом погрешность измерений диэлектрической проницае мости тем больше, чем меньше электроемкость образца. К тому же, ко гда образцу соответствует tg1 применение резонансного метода за труднительно. Способы преодоления этих проблем описаны в работах [10,11]. Так, расширение пределов измерения tg1 куметром достига ется с помощью параллельного подключения дополнительного конден сатора большой емкости С0 с образцом электроемкостью С2 к конденса тору переменной емкости колебательного контура куметра С1 (рис.1).

Определение с высокой точностью изменений резонансной частоты ко лебательного контура куметра при подключении ИЯ с образцом позво ляет повысить точность измерения. Резонансная частота колебатель ного контура куметра при Q 1 с погрешностью меньше 1% может быть определена как =.

LC Учитывая, что емкость ИЯ С0 не зависит от тестовой частоты, а диспер сия L и C2 в высокочастотной (ВЧ) области мала, предложен следующий способ. При данном значении L и C1 определяется резонансная частота контура f1. При подключении ИЯ к контуру резонансная частота изменя ется и становится f2. После помещения образца в ИЯ измерения резо нансной частоты дают f3. Из полученных данных рассчитывают воды:

r L ~ Рисунок 1 - Схема последовательного колебательного контура куметра:

r - активное сопротивление контура;

L - индуктивность контура 2 f2 f3 f dc 2 d воды c0 ( 2 ) 2, = = (2) 0S 0S f1 f2 f где d - расстояние между обкладками конденсатора, 2 мм;

S - площадь обкладок конденсатора;

c0 - емкость конденсатора, 99,97 пФ;

0 - элек трическая постоянная, 8,85·10-12 Ф/м;

f1 - резонансная частота колеба тельного контура емкостью c1;

f2 - резонансная частота колебательного контура емкостью ( c1 + c0 );

f3 - резонансная частота колебательного контура емкостью ( c1 + c0 + c 2 ).

Расчеты показывают, что относительная погрешность определе ния составляет 5%. Заметим, что повышению точности данных изме рений способствует применение цифровых приборов в эксперименталь ной установке, блок-схема которой показана на рис. 2.

Частотомер ЧЗ-34, f, кГц Куметр ВМ Ux Вольтметр В7- Рисунок 2 – Блок-схема установки для измерения частотных зависимо стей диэлектрических постоянных воды Для повышения точности измерений низкочастотного тангенса угла диэлектрических потерь технической воды до и после ее обработки в электроимпульсном реакторе использовался LСR-измеритель типа «In stek» LСR-819. Измерения проводились на частоте f = 96,667 кГц. При борная погрешность измерений составляет 0,05 %.


Тангенс угла диэлектрических потерь воды tg определяли по фор муле [11] C1 tg1 C0tg tg =, (3) C1 C где С0 и tg0 – емкость и тангенс угла диэлектрических потерь ИЯ без воды;

С1 и tg1 – емкость и тангенс угла диэлектрических потерь ИЯ с пробами воды.

На рис. 3 приведена зависимость диэлектрической проницаемости водопроводной воды от тестовой частоты.

Рисунок 3 - Зависимость диэлектрической проницаемости техниче ской воды от тестовой частоты Наблюдается снижение с увеличением тестовой частоты, что со гласуется с измерениями [12].

На рис. 4 приведены зависимости от подводимой к реактору мощ ности для двух тестовых частот f = 1438,1 кГц и f = 2654,9 кГц.

Рисунок 4 - Зависимости от мощности, вкладываемой при электроимпульсной обработке Наблюдается плавное повышение, причем значения при раз личных тестовых частотах, при постоянной мощности на реакторе нахо дятся в пределах ошибки измерения, что может свидетельствовать о том, что в условиях данного эксперимента активация воды за счет изме нения достигает своего насыщения (достигается максимум эффектив ности).

Влияние характеристик электроразрядного процесса на магнитную проницаемость (намагниченность) технической воды до и после прохож дения ее через реактор определялось измерением добротности измери тельного контура куметра. Измерение добротности достигается введе нием внутрь стандартной катушки индуктивности куметра ВМ-560 стек лянной пробирки с соответствующей пробой воды или без нее. Введе ние стеклянной пробирки с пробой воды, обладающей определенной магнитной проницаемостью, изменяет, аналогично магнитопроводящему сердечнику, индуктивность катушки, а следовательно, и резонансную частоту контура. При резонансе максимальное напряжение на конденса торе Uмакс ~ Q. Зависимости Uмакс от мощности, подводимой к электро разрядному реактору при указанных частотах индикации, приведены на рис. 5.

Измерения проводились через 5 минут после проведения экспери мента и фильтрации воды и спустя 24 часа.

Наблюдается монотонное падение Uмакс в зависимости от N.

Рисунок 5 - 3начение U max колебательного контура при резонансе в за висимости от мощности реактора:

1,2 – тестовая частота f = 2654,9 кГц;

3,4 - тестовая частота f =1438,1 кГц Кроме ВЧ - измерений диэлектрической проницаемости и доброт ности воды были проведены НЧ - измерения тангенса угла диэлектриче ских потерь воды с помощью прибора «Instek» LСR-819.

В табл. 1 приведены вычисленные по формуле (3) значения tg для воды без ИЯ.

Таблица 1 - Значение tg для необработанной и обработанной в реакторе воды Мощность, подводимая к реактору, Вт Параметр 0 700 960 tg·10-3 5,1 5,45 8,99 9, Анализ полученной зависимости (рис. 6), показывает, что tg для обработанной воды носит экстремальный характер.

Рисунок – 6. Зависимость тангенса угла диэлектрических потерь tg и эффективности обработки воды n в электроразрядном реакторе от мощ ности, вкладываемой в разряд Поскольку процесс полного выпадения осадков (осветление сус пензии), связанный с коагуляцией гидроксида алюминия (аналогичное явление наблюдается при коагуляции гидроксида железа при дисперги ровании стальной засыпки) продолжается в течение нескольких часов, представляет интерес изменение и tg от времени после электроим пульсной обработки воды.

На рис. 7 приведены зависимости (t) и tg(t) для двух значений подводимой мощности N = 960Вт и N = 1260 Вт, соответствующие тесто вой частоте f = 2654,9 кГц.

Рисунок 7 - Зависимости и tg от времени после обработки:

1 - (t) при подводимой мощности N = 1260 Вт;

2 - (t) при подводимой мощности N = 960 Вт;

3 - tg(t) при подводимой мощности N = 1260 Вт;

4 - tg(t) при подводимой мощности N = 960 Вт Обращает на себя внимание то, что уменьшение tg(t) происходит значительно быстрее, чем уменьшение (t). Тангенс угла диэлектрических потерь через 24 часа практически достигает значений tg необработанной воды, в то время как (t) изменяется существенно медленнее (за 24 часа изменение составляет от 0,24 до 1,2% ). Это можно объяснить устойчивой молекулярной структурой ассоциатов, образовавшихся в результате обра ботки воды, и значительной нейтрализацией метастабильной проводимости ее, вызванной импульсной обработкой.

Одной из важных характеристик электроимпульсной обработки во ды является время осаждения диспергированного металла. При анализе результатов экспериментальных исследований обращает на себя вни мание тот факт, что с ростом подводимой к реактору мощности было получено увеличение скорости коагуляции и осаждения диспергента из суспензии. Так, выпадение массы в осадок, определяемое по изменению мутности суспензии до 30 мг/дм3 при подводимой мощности к реактору (при работе на алюминиевой засыпке) Р = 700 Вт происходило в течение времени t = 46,3 мин, а при подводимой мощности Р = 1260 Вт анало гичное выпадение осадка происходило за t = 24,1 мин.

При использовании в качестве засыпки стальных отходов анало гичные процессы происходили за t = 28,5 мин и t = 15 мин.

Это объясняется тем, что с повышением мощности при тех же рас ходах воды и росте ее температуры процессы окисления металла идут интенсивнее с образованием большего количества гидроксидов, кото рые, коагулируя в отстойнике (осадителе), создают обменные структуры высокой плотности, быстро оседающие на дно. При меньших мощностях создаются коагулянты меньших концентраций, что требует большего времени их коагулирования и создания структур более плотных для осаждения.

Наблюдаемые изменения таких электрофизических параметров воды, как диэлектрическая проницаемость, тангенс угла диэлектриче ских потерь, добротность, а также изменение зависимости скорости коа гуляции и выпадения диспергируемого металла в осадок, позволяет ввести понятие эффективности электромагнитной обработки воды в электроимпульсном реакторе:

по изменению тангенса угла диэлектрических потерь воды tg n1 = ;

(4) tg по изменению диэлектрической проницаемости воды n2 =. (5) Указанные параметры связаны друг с другом, в связи с чем влия ние электромагнитной обработки на электрофизические свойства воды можно определить как их произведение n = n1 n2. (6) Результаты расчетов показателей эффективности для алюминие вой засыпки реактора при рабочих параметрах реактора приведены в табл. 2.

Таблица 2 - Показатели эффективности электромагнитной обработки воды Эффективность электромагнитной обработки воды P, Вт n1 n2 n = n1 n 700 1,069 1,083 1, 960 1,74 1,16 2, 1260 1,84 1,21 2, По мнению автора [13], действие электромагнитного поля на водную систему можно связать с явлениями резонансного типа, возникающими при непрерывных колебательных движениях молекул и атомов воды, их ассо циатов, гидратированных ионов, которым соответствуют определенный энергетический уровень. Электромагнитное поле может изменить величину валентного угла молекулы более чем на 2. Это приводит к увеличению ди польного момента молекулы и изменению взаимодействия между молеку лами с укрупнением их ассоциатов. С другой стороны, после развала таких ассоциатов возникают центры роста новых ассоциатов и зародыши кри сталлизации.

Наличие в воде ионов, молекул, мелких и крупных ассоциатов раство ренных веществ приводит к гидратации воды и изменению ее структурных свойств.

Электромагнитные поля после достижения ассоциатами критических размеров [14] вызывают измельчение этих образований, способствующее изменению диамагнитной восприимчивости и диэлектрической проницае мости воды и ускоряет образование зародышей кристаллизации.

Движущаяся техническая вода с носителями заряда аналогична проводнику, движущемуся в магнитном поле, в котором по законам элек тромагнитной индукции наводится ЭДС. Все упомянутые выше авторы работали с постоянными магнитными полями, поэтому для получения эффекта активации требовался проток воды со скоростью движения не ниже критической. В нашем случае при наличии импульсного электро магнитного поля, изменяющегося по величине и направлению за им пульс тока, скорость движения воды некритична для ее активации. При взаимодействии взаимоперемещающегося электромагнитного поля и воды траектория движения гидратированных ионов искривляется под действием силы Лоренца [6,15,16] F = Be sin, (7) где B - индукция поля;

- скорость движения иона, е - заряд иона, угол между направлением поля и движущегося потока жидкости.

Сила Лоренца отклоняет анионы и катионы в противоположных на правлениях, что создает благоприятные условия для возникновения ионных ассоциаций, в которых центры положительных и отрицательных зарядов не совпадают. Это эквивалентно диполям, электрические мо менты которых обуславливают превышение диэлектрической проницае мости технической воды в рассматриваемом случае по сравнению с ис ходной водой.

Скорость взаимного перемещения воды и поля не может быть очень большой, иначе поле «не успеет» воздействовать на движущиеся ионы и образовывать их комплексы (ассоциаты). Очевидно, что величи ны B,,, входящие в уравнение (7), должны иметь оптимальные зна чения, так как при усложнении структуры ионных ассоциаций асиммет рия в расположении зарядов противоположных знаков должна умень шиться, а следовательно, уменьшаются моменты диполей и для диэлек трических потерь и уменьшается величина диэлектрической проницае мости воды, что подтверждается полученными экспериментальными данными.

Список использованных источников 1. Наугольных К.А. Электрические разряды в воде / К.А. Наугольных, Н.А. Рой. – М.: Наука, 1971. – 155 с.

2. Воробьев В.С. К вопросу о составе равновесной плазмы / В.С. Во робьев, А.Л. Хомкин // Теплофизика высоких температур. – 1977. – т.15, № 6. – С. 1304-1306.

3. Намитоков К.К. Электроэрозионные явления / К.К. Намитоков. – М.:

Энергия, 1978. – 456 с.

4. Классен В.И. Омагничивание водных систем / В.И. Классен. – М.:

Химия, 1978. – 240 с.

5. Магнитная обработка водных дисперсий флотореагентов / М.А. Орел, Э.А. Арипов, В.И. Лапатухин, Ш.С. и др. – Узб. ССР.: Фан, 1973. – 115 с.

6. Уманский Д.И. Влияние магнитного поля на диэлектрическую про ницаемость технической воды / Д.И. Уманский // Журнал технической физи ки. – 1965. – Вып. 2. – С. 2245 – 2248.

7. Баран Б.А. Вплив конфігурації магнітного поля на іонний обмін / Б.А. Баран, В.Є. Дроздовський // Вісник технологічного університету Поділ ля. – 1999. - №1. – С. 3-5.

8. Баран Б.А. Вплив конфігурації магнітного поля на іонний обмін. Ч. ІІ / Б.А. Баран, В.Е. Дроздовський // Вісник технологічного університету Поділ ля. – 1999. - №4. – С. 117-119.

9. Корндорф С.Ф. / Радиотехнические измерения / С.Ф. Корндорф, А.С. Бернштейн, М.И. Ярославский. – М.- Л.: Госэнергоиздат, 1956. – 400 с.

10. Подкин Ю.Г. Расширение пределов измерения куметров / Ю.Г.Подкин, Е.И. Фединкин // Приборы и техника экспериментов. – 1977.

№3 – С 167-168.

11. Олейник С.В. Модификация электрофизических свойств кристал лов ZnSe и Cd1-xZnxTe для электронной техники: афтореф. дис…. канд.

техн. наук: 05.27.06 / Олейник С. В., Харьк. нац. ун-т радиоэлектроники. – Х., 2008. – 20 с.

12. Зеленков В.Е. Очистка сточных и оборотных вод предприятий цветной металлургии / В.Е. Зеленков, А.А. Мусина, В.К. Кульсартов // Труды института «Казмеханобр». – Алма-Ата., 1974. - №13. – С. 214-219.

13. Классен В.И. Магнитная обработка воды и водных систем / В.И. Классен // Вопросы теории и практики магнитной обработки воды и водных систем. М., 1971. – С. 3-17.

14. Киргинцев А.Н. О механизме магнитной обработки жидкостей / А.Н Киргинцев // Журнал физической химии. – 1971. – Т.XLV, № 4. – С. 857 859.

15. Миненко В.И. Магнитная обработка водно-дисперсных систем / В.И. Миненко. – К.: Техника, 1970. – 165 с.

16. Миненко В.И. О природе процессов и некоторых особенностях применения магнитной обработки водно-дисперсных систем / В.И. Ми ненко // Вопросы теории и практики магнитной обработки воды и водных систем. – М., 1971. – С.17-18.

Поступила в редакцию 24.02.2009.

Рецензент: д-р техн. наук, проф. А.В. Гайдачук, Национальный аэрокосмический университет им. Н.Е. Жуковского “ХАИ”, Харьков УДК 629.7.018.74 Е.Ю. Бетина МАСШТАБЫ ПОДОБИЯ ОСНОВНЫХ ПАРАМЕТРОВ ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНОГО ВОЗДУШНОГО СУДНА ДЛЯ МОДЕЛИРОВАНИЯ ПОЛЕТА НАТУРНОГО ЛЕТАТЕЛЬНОГО АППАРАТА В ЗОНЕ ЛЕСНОГО ПОЖАРА Определение потребных по условиям аэродинамического подобия масштабов является одной из наиболее важных задач начальных эта пов проектирования экспериментального воздушного судна (ЭВС).

В работе [1] на основе данных о параметрах Стандартной атмо сферы (СА) проведен анализ зависимостей масштабов линейных раз меров k l, масс k m и моментов инерции kI от высот полёта натурного летательного аппарата (ЛА) и моделирующего его ЭВС (в качестве ЭВС рассматривалась свободнолетающая динамически подобная модель).

Полученные в результате выражения служат для расчета потребных по условиям аэродинамического подобия масштабов, а созданный на их основе графический материал может быть использован в качестве но мограмм для оперативного определения потребных масштабов основ ных параметров ЭВС.

Таким образом, существующие в настоящее время теоретические основы создания динамически подобных ЭВС базируются на предполо жении, что полёты натурного ЛА и его ЭВС происходят в условиях СА.

Однако это предположение не совсем корректно в случае моделирова ния динамики полёта натурного ЛА, предназначенного для эксплуатации в зонах лесных пожаров, с помощью ЭВС на полигоне вне зоны пожара в условиях, близких к стандартным.

Поэтому целью данной работы является исследование зависимо стей масштабов линейных размеров k l, масс k m и моментов инерции kI от высот полета натурного ЛА в зоне лесного пожара и ЭВС на поли гоне в условиях СА путем их графического построения и анализа.

Успешное достижение поставленной цели позволит визуально оце нить зависимость масштабов подобия от высот полета, а также сравнить зависимости масштабов подобия от высот полета для рассматриваемо го случая с аналогичными зависимостями для случая, когда полеты на турного ЛА и ЭВС происходят в стандартных условиях. Полученный графический материал также может быть использован для оперативного определения потребных значений масштабов подобия.

Основным препятствием для осуществления данного исследова ния является отсутствие в открытой научно-технической литературе подробных статистических данных о составе газовой смеси над зонами лесных пожаров различных типов, так же как и обоснованной осреднен ной модели атмосферы в зоне лесного пожара. Это обусловлено боль шим разнообразием лесных горючих материалов (ЛГМ), сложностью сбора статистических данных в естественных условиях во время пожара и невозможностью полного физического моделирования лесных пожа ров в лабораторных условиях [2, 3].

Наиболее подробное описание процессов, происходящих в зоне пожара, представлено в работах учёных Томского государственного университета, посвящённых созданию общей математической модели лесных пожаров [2, 4, 5].

На основании допущений о составе воздуха над зоной пожара, ре комендованных в [2, 4, 5], характеристик СА и существующего теорети ческого и методического аппарата [1] в работе [6] получены формулы для определения потребных значений масштабов подобия основных па раметров ЭВС, предназначенного для моделирования полёта натурного ЛА в зоне лесного пожара. В этой же работе по данным о состоянии ат мосферы над лесными пожарами с выпуклым и выпукло-вогнутым типом контура [7] построены графики изменения масштабов подобия основных параметров ЭВС. Показано, что для пожаров обоих рассмотренных ти пов контуров наибольшие отклонения значений этих масштабов от зна чений, полученных по СА, наблюдаются в зонах максимальных темпера тур.

Поэтому для графического построения и анализа зависимостей масштабов k l, k m и kI от высот полета натурного ЛА в зоне лесного пожара и ЭВС на полигоне в условиях СА используем данные о состоя нии атмосферы над зоной максимальных температур во фронте лесного верхового пожара, приведенные в виде графиков в работе [2]. При этом считаем, что средняя высота деревьев составляет 20 м.

Согласно [1] в зависимости от исследуемых режимов полёта суще ствует возможность разделения общей задачи моделирования с помо щью ЭВС на четыре частных задачи, каждой из которых соответствует определенная комбинация удовлетворяемых критериев подобия.

Первый случай: удовлетворяются критерии Фруда Fr, Рейнольдса Re и Маха M.

При этом необходимо, чтобы параметры атмосферы на высотах подобия удовлетворяли тождеству [1]:

g1 1 g2, (1) = 3 а1 а где g – ускорение силы тяжести;

– коэффициент кинематической вяз кости воздуха;

a – скорость звука в набегающем потоке (здесь и далее индекс “1” определяет отношение критерия или показателя к потоку, об текающему натурный ЛА, а индекс “2” – к потоку, обтекающему ЭВС).

Выполнение условия (1) для СА возможно только при равенстве высот полета натурного ЛА и ЭВС [1]. В работе [6] показано, что в слу чае, когда полет натурного ЛА происходит в зоне лесного пожара на вы соте, близкой к нулю, а полёт ЭВС – в условиях полигона, выполнение условия (1) возможно при высоте полета ЭВС от 0 до 3000 м. Это опре деляет теоретическую возможность моделирования динамики полета ЛА в зоне лесного пожара при удовлетворении подобия по критериям Фру да Fr, Рейнольдса Re и Маха M.

Используя данные работы [2], по формулам, полученным в [6], оп ределим значения масштабов подобия для высот полета натурного ЛА Нн от 0 до 60 м в высокотемпературной части зоны пожара.

Результаты расчетов приведены на рис. 1 – 3.

Рисунок 1 – Значения k l при Рисунок 2 – Значения k m при удовлетворении критериев удовлетворении критериев Fr, Re и M Fr, Re и M Рисунок 3 – Значения kI при удовлетворении критериев Fr, Re и M Необходимо отметить, что полет натурного ЛА на высоте Нн от 0 до 20 м возможен при попадании в критическую ситуацию со сложным не установившимся пространственным движением.

Приведенный на рис. 1 – 3 графический материал свидетельствует о принципиальной теоретической возможности создания ЭВС для моделирования динамики полёта ЛА в зоне лесного пожара с помощью ЭВС в условиях СА при совместном удовлетворении критериев Фруда Fr, Рейнольдса Re и Маха M. При этом высоты полета натурного ЛА и ЭВС могут отличаться друг от друга, а масштабы подобия основных па раметров – иметь значения, отличные от единицы.

С увеличением высоты полета натурного ЛА потребная высота по лета ЭВС приближается к нулю, а потребные значения масштабов – к единице. Это, несомненно, обусловлено тем, что с увеличением высоты над зоной пожара значения характеристик атмосферы приближаются к стандартным.

Второй случай: удовлетворяется только критерий Фруда Fr при автомодельности по критериям Рейнольдса Re и Маха M.

Это единственный случай, когда выбор масштаба линейных раз меров k l не зависит от высот аэродинамического подобия (высот поле та натурного ЛА и проведения экспериментов на ЭВС). Но после выбора масштаба k l и назначения высот аэродинамического подобия, масшта бы k m и kI однозначно определяются соответствующими соотноше ниями [1].

Так как масштаб линейных размеров k l в данном случае не зави сит от высот аэродинамического подобия, то графическое построение возможно лишь в отношении зависимостей масштабов масс k m и мо ментов инерции kI для каждого конкретного значения масштаба k l.



Pages:     | 1 || 3 |
 





 
© 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.