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:   || 2 | 3 | 4 |
-- [ Страница 1 ] --

А. П. БОЛШТЯНСКИЙ

УДК 621.512:621.651

Б. А. КАЛАШНИКОВ

В. Н. БЛИНОВ

ОМСКИЙ НАУЧНЫЙ ВЕСТНИК № 1 (107) 2012 А. М. ПАРАМОНОВ Омский государственный технический университет ВЛИЯНИЕ ЗАЗОРА В ЦИЛИНДРОПОРШНЕВОЙ ПАРЕ НА ХАРАКТЕРИСТИКИ ПОРШНЕВОГО НАСОС-КОМПРЕССОРА В статье описаны результаты численного эксперимента, проведенного на математи ческой модели поршневого насос-компрессора. Установлено влияние зазора между поршнем и цилиндром на характеристики изучаемого объекта. Это позволяет проек тировщику обоснованно назначать геометрические параметры цилиндропоршневой пары.

Ключевые слова: поршневой насос-компрессор, зазор между поршнем и цилиндром.

Одним из основных геометрических параметров, — давление нагнетания компрессорной полос оказывающих значительное влияние на работу порш- ти — 0,5 МПа (5 бар);

невого насос-компрессора, является радиальный за- — давление всасывания насосной полости — зор d в цилиндропоршневой паре, который выполня- 0,1 МПа (1 бар);

ет функцию гладкого щелевого уплотнения длиной L — давление нагнетания насосной полости — (рис. 1). 1,0 МПа (10 бар);

— длина уплотнения L=60 мм;

Это обусловлено тем, что в уравнение расхода через такое уплотнение величина зазора входит в — диаметр цилиндра 40 мм;

третьей степени, в то время как остальные геометри- — диаметр штока 30 мм;

ческие характеристики — в первой. Очевидно, что — ход поршня 45 мм.

с уменьшением d существенно снижаются утечки и Выбор этих величин обусловлен тем, что именно перетечки рабочего тела (как газа, так и жидкости) для них было получено регрессионное уравнение зависимости средней температуры tcp цилиндра и повышается такой важный параметр, как коэффи циент подачи. Однако, с другой стороны, уменьшение от основных факторов, влияющих на рабочие про радиального зазора приводит к росту технологичес- цессы в виде ких затрат на изготовление цилиндропоршневой tср = 31,256 + 22,75 3,56 2 0,167n + 3,966 104 n 2, группы и повышению конструктивных требований к деталям и узлам, обеспечивающим свободное (бес где e — степень повышения давления в компрес контактное) движение поршня в цилиндре, что при сорной полости, n — частота вращения коленчатого водит к удорожанию конструкции. Таким образом, вала, которое используется в математической модели, с точки зрения приведенных затрат на получение описанной в [4], при расчете теплообмена газа со сжатого газа и жидкости под давлением должен стенками цилиндра.

существовать некоторый экстремум (минимум при Численное моделирование процессов, происхо веденных затрат).

дящих в насос-компрессоре, показало следующее.

Целью настоящей работы является проведение С увеличением d происходит прогрессирующий анализа влияния величины d на характеристики ра рост утечек газа в процессе сжатия (рис. 2). Пред боты насосной и компрессорной полостей исследу ставленная зависимость носит ярко выраженный емого устройства.

параболический характер, обусловленный, как отме Проведенный информационный поиск позволил МАШИНОСТРОЕНИЕ И МАШИНОВЕДЕНИЕ чалось выше, кубической зависимостью расхода от установить, что наиболее часто в подобных конст d через гладкую щель. Аналогично меняются и поте рукциях используются радиальные зазоры в диапа ри энергии с утечками.

зоне 10–50 мкм [1–3].

Параметрический анализ влияния зазора d на Установлено также, что увеличение зазора не ока зывает заметного влияния на количество отводимой характеристики насос-компрессора был проведен теплоты в процессе сжатия, а также на показатель путем численного моделирования работы модельного политропы его конечных параметров. Практически образца, конструкция которого описана в [4], при неизменными остаются потери работы в процессах следующих параметрах:

всасывания и нагнетания. В процессе обратного — частота вращения коленчатого вала — 500 мин–1;

расширения из мертвого пространства наблюдается незначительное увеличение показателя политропы, — давление всасывания компрессорной полос 68 особенно при d 40 мкм.

ти — 0,1 МПа (1 бар);

Газ Газ ОМСКИЙ НАУЧНЫЙ ВЕСТНИК № 1 (107) L Жидкость Жидкость б) а) Рис. 1. Схема поршневого насос-компрессора:

а – процесс всасывания в компрессорной полости и нагнетания в насосной полости;

б – процесс нагнетания в компрессорной полости и всасывания в насосной полости:

1 — насосная полость, 2 — компрессорная полость МСЖ ·107, кг МЖ/МГ 2, 1, 1,0 0,5 0,0, мкм, мкм 10 10 Рис. 2. Зависимость утечек газа в процессе сжатия Рис. 5. Зависимость относительного количества жидкости DМЖ, поступающей в компрессорную полость, в компрессорной полости от величины зазора в поршневом уплотнении содержащую массу газа МГ, из насосной полости от величины зазора в поршневом уплотнении 0, АН.Н/А · 0, 7, 0,762 7, 0,758 7, 0,754 6,, мкм, мкм 10 20 10 Рис. 3. Зависимость коэффициента подачи Рис. 6. Зависимость относительных потерь работы компрессорной полости в процессе нагнетания насосной полости от величины зазора в поршневом уплотнении от величины зазора в поршневом уплотнении ИН.ИЗ NИН.Н 188, МАШИНОСТРОЕНИЕ И МАШИНОВЕДЕНИЕ 0, 188, 0, 187, 0, 187, 0, 186, 0,, мкм, мкм 10 10 Рис. 7. Зависимость подводимой индикаторной мощности Рис. 4. Зависимость индикаторного изотермического КПД насосной полости компрессорной полости от величины зазора в поршневом уплотнении от величины зазора в поршневом уплотнении Изменение объемного КПД насосной секции с ОБ увеличением зазора d представляет собой явную параболу с максимумом по объемному КПД в диапа 0, зоне зазоров 30–32 мкм (рис. 8).

ОМСКИЙ НАУЧНЫЙ ВЕСТНИК № 1 (107) 0.927 Подводя итог анализу зависимости характерис тик поршневого насос-компрессора от величины 0, радиального зазора в поршневом гладком щелевом уплотнении, следует сделать вывод о том, что наи 0, более оптимальная величина этого зазора с учетом 0,924 сложности его получения в промышленных условиях, мкм 10 20 лежит в пределах 25–30 мкм (0,02–0,03 мм), что вполне может быть достигнуто обычными методами Рис. 8. Зависимость объемного КПД насосной полости точной обработки, например, тонким шлифованием от величины зазора в поршневом уплотнении на станках с повышенной точностью.

Кроме того, в результате численного анализа Переходя к интегральным характеристикам, пред- удалось установить, что даже при радиальном зазоре ставленным на рис. 3 и рис. 4, можно сделать следу- 50 мкм не происходит перетекание газа через ще ющие выводы: левое уплотнение поршня из компрессорной полости 1. С увеличением d коэффициент подачи комп- в насосную, т.е утечки газа успевают в процессе рессорной секции l заметно уменьшается. В диапа- сжатия-нагнетания только занять объем зазора зоне зазоров 10–50 мкм изменение l составляет поршневого уплотнения.

около двух процентов. Наиболее резкое снижение наступает при d 30 мкм. Библиографический список 2. С ростом d наблюдается также нелинейное прогрессирующее уменьшение значений индика- 1. Болштянский, А. П. Компрессоры с газостатическим торного изотермического КПД. В исследуемом диа- центрированием поршня / А. П. Болштянский, В. Д. Белый, пазоне зазоров изменение hИН.ИЗ составило 2 %. С. Э. Дорошевич. – Омск : Изд-во ОмГТУ, 2002. – 406 с.

3. При значении d 20 мкм заметного изменения 2. Angst R. A. The labyrinth piston compressor//S.Afr. Mech.

коэффициента подачи и КПД не наблюдается. Eng. – 1979. – 29, № 8. – Р. 262–270.

С увеличением зазора d (более 10 мкм) жидкость 3. Ernst P. Special gas compression problems solved with в процессе нагнетания насосной полости начинает oil-free labirinth piston compressors// 2nd Eur. Congr. Fluid поступать через поршневое уплотнение в компрес- Mach. Oit, Retrohem. and Relat. und. Conf. [The Hague, 24– сорную полость (рис. 5). Приведенная зависимость March, 1984] – London, 1984. – Р. 71–84.

показывает достаточно резкий рост перетечек жид- 4. Виниченко, В. С. Конструкция и расчет поршневого кости через поршневое уплотнение в сторону ком- насос-компрессора : автореф. дис. … канд. техн. наук / В. С. Ви прессорной полости при увеличении d. ниченко. – Омск : ОмГТУ, 2011. – 20 с.

С ростом d увеличиваются и относительные потери работы в процессе нагнетания насосной по БОЛШТЯНСКИЙ Александр Павлович, доктор тех лости (рис. 6).

Данная зависимость нелинейна, имеет параболи- нических наук, доцент (Россия), профессор кафедры ческий вид и указывает на заметное изменение «Гидромеханика и транспортные машины».

КАЛАШНИКОВ Борис Александрович, доктор тех относительных потерь работы в процессе нагнетания насосной полости при изменении зазора в поршне- нических наук, профессор кафедры «Авиа- и ракето вом уплотнении. Эти изменения в рассматриваемом строение».

БЛИНОВ Виктор Николаевич, доктор технических диапазоне зазоров составляют около 9 %.

Рост утечек жидкости с увеличением зазора при- наук, профессор кафедры «Авиа- и ракетостроение».

ПАРАМОНОВ Александр Михайлович, доктор тех водит к тому, что подводимая индикаторная мощ ность начинает увеличиваться (рис. 7). Приведенный нических наук, доцент кафедры «Теплоэнергетика».

график имеет слабо выраженный параболический Адрес для переписки: scherba_v_e@list.ru характер и демонстрирует очень слабую зависи мость подводимой мощности от зазора в цилиндро- Статья поступила в редакцию 06.12.2011 г.

поршневой группе. Изменение мощности в исследу- © А. П. Болштянский, Б. А. Калашников, В. Н. Блинов, емом диапазоне не превышает 1 %. А. М. Парамонов Книжная полка МАШИНОСТРОЕНИЕ И МАШИНОВЕДЕНИЕ Круглов, В. И. Методология научных исследований в авиа- и ракетостроении : учеб. пособие / В. И. Круглов. – М. : Логос, 2011. – опт. диск (CD-ROM).

Рассматриваются структура и содержание основных этапов исследовательского процесса в области техни ческих наук. Приводятся классификация методов аналитических и экспериментальных исследований, основные направления научных исследований в области авиа- и ракетостроения. Значительное внимание уделено вопросам организации, планирования, технического обеспечения и автоматизации эксперимен тальных исследований, а также некоторым методам обработки экспериментальных данных.

Ю. А. БУРЬЯН УДК 678. С. П. БОБРОВ И. А. ТРИБЕЛЬСКИЙ ОМСКИЙ НАУЧНЫЙ ВЕСТНИК № 1 (107) Омский государственный технический университет НПП «Прогресс», г. Омск К ВОПРОСУ О РАСЧЕТЕ РЕЗИНОКОРДНОЙ ОБОЛОЧКИ ТОРЦЕВОГО КОНУСООБРАЗНОГО ГЕРМЕТИЗАТОРА В работе рассмотрены резинокордные оболочки торцевых конусообразных гермети заторов, определена конфигурация равновесного положения оболочки, нагруженной давлением, и определены усилия в нитях корда.

Ключевые слова: резинокордная оболочка, герметизатор, давление, уравнение равно весия, бортовое кольцо, усилие в нитях.

Резинокордные оболочки находят широкое при менение в различных отраслях промышленности для различных целей, в том числе и герметизации. В дан- P P ной работе рассмотрена конусообразная резино- С кордная оболочка, предназначенная для герметиза ции с торцевой стороны выделенного объёма техни ческого устройства от жидкости, находящейся под давлением.

В отличие от известных резинокордных оболо- L чек (РКО), например, диафрагменного типа, РКО для A герметизации трубопроводов [1] расчётная схема герметизирующего устройства имеет вид, показан ный на рис. 1. Герметизатор разделяет объём между двумя цилиндрическими поверхностями на «сухую»

2 и «влажную» 3 полости. Герметизатор располага- B ется в области торцов цилиндрических поверхностей r R при этом края резинокордной оболочки герметиза тора закреплены с помощью проволочных бортовых колец в точках В и С на цилиндрических поверхнос тях различного диаметра.

Будем полагать, что герметизатор представляет Рис. 1. Расчётная схема герметизатора:

1 — резинокордная оболочка;

собой сетчатую оболочку, для которых приняты 2 — герметизируемый объём;

основные гипотезы [2]:

q — угол между нормалью к срединной поверхности — вся нагрузка воспринимается только нитями;

и осью симметрии;

— резиновые прослойки играют роль узелков, 3 — объём, заполненный жидкостью под давлением связывающих нити перекрещивающихся слоёв.

При расчёте герметизатора необходимо учесть, Равновесная конфигурация оболочки будет отли что конструктивно заданы параметры L, R0, r0 и чаться от усечённого конуса и определяется из урав длина меридиана САВ (рис. 1), которая формируется МАШИНОСТРОЕНИЕ И МАШИНОВЕДЕНИЕ нений равновесия для симметрично расположенных в процессе изготовления оболочки (выбирается, на нитей.

пример, из условия равновесного состояния обо Известно, что для осесимметрично нагруженной лочки). Бортовые кольца в точках В и С обеспечи оболочки отношение меридиональный и окружной вают шарнирное крепление оболочки. Давление р интенсивностей Тt и Тm зависит только от угла b на обеспечивает прижим оболочки к неподвижному клона нитей в данной точке (рис. 2).

цилиндру радиусом R0 на расстоянии СА, после чего, если в первом приближении полагать оболочку усе Тt (2) чённым конусом, с углом a (рис. 1), который опреде- = ctg 2, Tm ляется из очевидного равенства:

R0 r0 2n 2n tg = где T1 = N cos 2, T2 = N sin 2 ;

. (1) L AС t t ОМСКИЙ НАУЧНЫЙ ВЕСТНИК № 1 (107) ds ds2 h Рис. 2. Фрагмент стенки сетчатой оболочки ds — участок меридиального направления;

ds2 — участок окружного направления;

h — шаг нитей N — усилие в нитях;

n — число слоёв каждого из направлений намотки.

Уравнения равновесия безмоментной оболочки вращения нагруженной только внутренним давле нием:

T1 2r sin = p r sin (3).

T + T2 = p. R1 r После исключения из уравнения (3) усилия и проводя интегрирование получим уравнение для определения формы меридиана [2] tg sin = A e (4) dr.

r Рис. 3. Профиль равновесного состояния оболочки:

В случае шинной геометрии расположения нитей 1–b=36°;

2–b=20°;

3–b=10° имеем sin = = const. (5) r Для различных значений bк длина меридиана от точки В до точки А соответственно равна Вычисляя интеграл в (4) S=243,56 мм (при b=35°18) S=219,92 мм (при b=20°) tg 2 cos d = ln cos, S=214,92 мм (при b=10°).

sin Если при формировании оболочки профиль отли чается от равновесной, то усилие в нитях оболочки окончательно получим:

будет отличаться от приведённых ниже и должны sin = A r 2 cos. (6) рассчитываться по безмоментной теории оболочек.

При этом необходимая общая длина нити в обо Величину А найдём из условий на радиусе R0 обо- лочке между бортовыми кольцами рассчитывается исходя из заданной общей длины меридиана ВАС.

лочки r = R0, =, b=bк, тогда Усилия в нитях оболочки герметизатора можно определить по выражению [3] r 2 cos sin =. (7) Р(r 2 r02 ) cos 2 к R0 cos к N=, (9) cos Уравнение меридиана z=f(r) найдено численным методом интегрирования зависимости где n — полное число нитей во всех слоях оболочки.

sin z= dr. (8) 2r cos к 1 sin 2 =.

h sin 35°16' МАШИНОСТРОЕНИЕ И МАШИНОВЕДЕНИЕ с учётом (5) и (7) для =, R0 = 0,837 м, Можно видеть, что максимальные усилия в нитях R наблюдаются при r=R0:

r0 = 0,784 м, 0 ( при R0 ), z 0 = 0.

P(R0 r02 ) N max =. (10) cos к Конфигурация равновесной оболочки для различ ных углов b представлена на рис. 3.

Например, для значений Р=6 МПа, bк=20°, R0= При формировании оболочки длина меридиана =0,819 м, r0=0,8008 м, t=2 вычисление по выраже S от R0 точка А на рис. 1 до r0 при равновесной кон фигурации определяется выражением нию (10) максимальное усилие в нитях будет 26,6 кгс.

Расчёт может быть приведён также с учётом R0 R dr ds = cos. удлинения нитей корда итерационным методом из S= 72 ложенным, например в [3].

r0 r усилие в нитях будет составлять:

Tn (13) N1=N(r0)–Fтр, Tm и количество проволок будет соответственно меньше.

ОМСКИЙ НАУЧНЫЙ ВЕСТНИК № 1 (107) R Если N1Nmax количество проволок может под считываться по выражению (11) для радиуса r0.

Кроме того, бортовое кольцо на радиусе R0 необ Рис. 4. Схема нагружения бортового кольца ходимо проверить на устойчивость по методике, предложенной в [4].

Проведённый анализ показывает, что при предло Коэффициент запаса прочности каркаса m рас- женной на рис. 1 принципиальной схеме резинокорд считывается по зависимости ной оболочки герметизатора подбором параметров корда может быть обеспечена прочность для давле N раз ний до 10 МПа.

µ= j, N max Библиографический список где Nраз — разрывная нагрузка на нить, j — поправочный технологический коэффициент 1. Расчётно-экспериментальные методы проектирования (обычно принимают j=0,65). сложных резинокордных конструкций / И. А. Трибельский Учитывая, что для корда из материала 55 АДУ [и др.]. – Омск : Изд-во ОмГТУ, 2011. – 238 с.

разрывная нагрузка составляет 54,5 кгс, то коэффи- 2. Бидерман, В. Л. Механика тонкостенных конструкций / циент запаса прочности составляет 1,33. В. Л. Бидерман. – М. : Машиностроение, 1977. – 488 с.

Схема нагружения бортового кольца показана 3. Расчёты на прочность в машиностроении / Под ред.

на рис. 4. С. Д. Пономарёва. – М. : Машгиз, 1958. – Т.2. – 974 с.

Число проволок в бортовом кольце радиуса r0 4. Трибельский, И. А. Бортовые соединения резинокордных можно рассчитать по выражению [1] без учёта тре- конструкций / И. А. Трибельский. – Омск : Изд-во ОмГТУ, ния в зоне контакта АС: 2011. – 131 с.

8Tm Кк r nпр = БУРЬЯН Юрий Андреевич, доктор технических, (11) B dn наук, профессор (Россия), заведующий кафедрой «Основы теории механики и автоматического управ где Тm — интенсивность меридиональных усилий;

ления» Омского государственного технического уни sВ — предел прочности бортовой проволоки;

верситета.

dn — диаметр бортовой проволоки;

БОБРОВ Сергей Петрович, первый заместитель гене Кк — коэффициент запаса прочности бортового рального директора научно-производственного пред кольца;

приятия «Прогресс».

Tm = N (r0 ) Кi cos 2 c ;

ТРИБЕЛЬСКИЙ Иосиф Александрович, доктор тех нических наук, заместитель генерального директора i — плотность нитей в зоне бортового кольца;

по научной работе, главный конструктор по резино bс — угол наклона нитей в зоне бортового кольца.

техническим изделиям научно-производственного N — усилие в нитях на радиусе r0.

предприятия «Прогресс».

Можно видеть, что nпр(R0)nпр(r0), однако при Адрес для переписки: burian7@mail.ru.

учёте влияния силы трения Fтр на участке АС=L зоны контакта оболочки с неподвижным цилиндром Статья поступила в редакцию 05.12.2011 г.

Fтр = р0 2R0 L К тр, (12) © Ю. А. Бурьян, С. П. Бобров, И. А. Трибельский Книжная полка Ерёмин, Е. Н. Сварочные материалы для трубопроводного строительства [Текст] : учеб. пособие для вузов по направлению 150200 «Машиностроительные технологии и оборудование», специальности 150202 «Оборудование и технология сварочного производства» / Е. Н. Ерёмин, В. В. Шалай, А. Е. Ерёмин ;

ОмГТУ. – Омск : Изд-во ОмГТУ, 2010. – 258 с. – ISBN 978-5-8149 0982-4.

Показано современное состояние и рассмотрены перспективы развития сварочных материалов, а также МАШИНОСТРОЕНИЕ И МАШИНОВЕДЕНИЕ возможность практики и использования в строительстве магистральных трубопроводов в нашей стране и за рубежом. Изложены требования к сварочным материалам и дана их классификация. Описаны промыш ленные марки зарубежных и отечественных электродов, флюсов, сплошных, самозащитных и газозащитных проволок и особенности их применения в зависимости от конкретных условий прокладки и эксплуатации трубопроводов. Приведены свойства компонентов сварочных материалов, системы раскисления и легиро вания и их влияние на химическую неоднородность и структуру металла шва. Показано влияние различных металлургических характеристик сварочных материалов на свариваемость трубных сталей и эксплуата ционную надежность сварных стыков трубопроводов.

В. В. ВЯТКОВ УДК 621. Н. Н. КОВАЛЁВА А. М. ТОЩАКОВ ОМСКИЙ НАУЧНЫЙ ВЕСТНИК № 1 (107) Рыбинская государственная авиационная технологическая академия имени П. А. Соловьёва К ВОПРОСУ ОПРЕДЕЛЕНИЯ УГЛА ВЫХОДА ПОТОКА В ОХЛАЖДАЕМЫХ РЕШЕТКАХ СОПЛОВЫХ АППАРАТОВ ГАЗОВЫХ ТУРБИН Приводятся результаты экспериментального и численного исследования влияния выдува охладителя на угол выхода потока из решетки сопловых аппаратов газовых турбин.

Представлена полуэмпирическая зависимость для определения угла выхода потока, пригодная для его оценки на ранних стадиях проектирования.

Ключевые слова: авиационный двигатель, турбина, охлаждаемый сопловой аппарат, угол выхода потока Развитие авиационных газотурбинных двигателей выходной кромки лопатки вверх по потоку. Также идет по пути увеличения степени повышения давле- варьировался относительный расход выдуваемого ния и температуры газа перед турбиной. В ТРДД воздуха Gотн=Gв/Gг, где Gг — расход основного по для дозвуковых самолетов увеличивается еще и тока в решетке, Gв — расход выдуваемого воздуха.

степень двухконтурности. Все это приводит к умень- Исследовался изотермический выдув воздуха, что шению высоты лопаток газовых турбин. В коротких вполне оправданно, так как перенос результатов лопатках большое влияние на аэродинамические ха- исследования изотермического выдува на реальное рактеристики оказывают вторичные течения [1, 2]. течение в турбине исследован достаточно полно [3].

С другой стороны, сопловые лопатки современных Принцип организации измерений, методика ис газовых турбин имеют развитую открытую систему пытаний и обработки данных позволили получить охлаждения. Все это приводит к усложнению течения достоверные характеристики сопловых решеток на в решетке, которое становится сугубо трехмерным. основании измерения полей параметров потока на Это усложняет профилирование рабочих лопаток входе и выходе из решетки. Измерения проводились турбины и увеличивает сроки доводки новых изде- с помощью газодинамического измерительного стенда лий. Современные методы расчета, основанные на с программным заданием координат точек замера и использовании коммерческих пакетов, для охлаж- автоматическим сообщением параметров ЭВМ. Углы даемых решеток находятся в стадии верификации. выхода потока измерялись специальным приемни На сегодняшний день нет четкого представления о ком. Геометрические параметры решетки, описание влиянии места и параметров выдува охладителя на измерительного стенда и применяемых приемников аэродинамические характеристики сопловых аппа- представлены в работах [1, 2].

ратов. Установлено, что выдув охладителя вблизи Для анализа структуры потока в решетке и вери входной кромки лопатки практически не влияет на фикации численных методов было проведено чис распределение параметров потока за решеткой [3]. ленное исследование. Численный анализ основыва Особый интерес вызывает выдув охладителя на корыт- ется на решении системы дифференциальных урав це профиля, так как такой выдув предпочтительнее нений Навье–Стокса, осредненных по Рейнольдсу.

с точки зрения остаточного хладоресурса охладителя. Результатом численного расчета являлось поле пара Для получения информации о влиянии выдува метров потока за решеткой, результатом экспери охладителя на углы выхода потока (b2 — угол между мента — поле углов за решеткой. В ходе экспери МАШИНОСТРОЕНИЕ И МАШИНОВЕДЕНИЕ скоростью потока и осью решетки) было проведено мента и расчета варьировалась высота решетки.

исследование плоской сопловой решетки, с профи- Высота рабочей части решетки составляла 70 мм и лем лопаток, который является типичным для сопло- 40 мм. В первом случае имеем длинную решетку вых аппаратов современных газовых турбин (про- (решетка в межлопаточном канале которой не про филь № 45 в атласе решеток под редакцией В. Д. Ве- исходит смыкания вторичных течений), а во втором недиктова) [1]. Одна из лопаток решетки была выпол- короткую (решетка, в которой вторичные вихри, нена полой, к ней от автономного компрессора под- образовавшиеся на противоположных торцевых водился воздух, который выдувался в основной поток стенках смыкаются в межлопаточном канале). Как через систему отверстий на корытце лопатки. Выдув показывают предыдущие исследования этой решетки осуществлялся под углом a=40° к основному потоку. смыкание вторичных вихрей при условиях прове Перфорации были выполнены в виде рядов круглых дения эксперимента начинает происходить при 74 отверстий на расстояниях x=25 и x=50 мм от высоте рабочей части 50 мм [2].

ОМСКИЙ НАУЧНЫЙ ВЕСТНИК № 1 (107) Рис. 1. Распределение углов выхода за длинной решеткой (выдув на расстоянии x=25 мм от выходной кромки) Рис. 2. Распределение углов по высоте за короткой решеткой (выдув на расстоянии x=25 мм от выходной кромки) Экспериментальное и теоретическое поля пара- тику потока. Расчетные кривые не имеют области метров потока осреднялись по шагу, в результате максимума угла и собственно полностью не отсле получались эпюры углов выхода потока по высоте живает изменение угла под воздействием вторичных решетки. На рис. 1 они представлены для длинной течений. Средний угол выхода потока также получа решетки. Распределение углов по высоте имеет сим- ется несколько завышенным.

метричный характер, поэтому на рис. 1 оно пока- В случае короткой решетки (рис. 2) наблюдается зано до половины высоты решетки. Вблизи торцевой изменение картины распределения углов потока по стенки распределение угла выхода неравномерное. высоте решетки. Это вызвано тем фактом, что вто Эту неравномерность естественным образом ричные вихри, образовавшиеся на противоположных можно объяснить влиянием парного вихря: непо- торцевых стенках решетки, смыкаются в межло средственно у торцевой стенки вихрь доворачивает паточном канале. В результате чего у торцевых сте поток к спинке лопатки, т.е. уменьшает угол b2, а по нок угол выхода потока уменьшается, а в среднем другую сторону от оси вихря — индуцирует движе- сечении увеличивается.

ние в противоположную сторону, вследствие чего Это явление можно объяснить усилением вихре МАШИНОСТРОЕНИЕ И МАШИНОВЕДЕНИЕ здесь наблюдается недокрутка потока (увеличение вого переноса неактивных масс в срединную область угла b2). Таким образом, оси компонентов парного течения, вызванным смыканием зон вторичных вихря располагаются в районе перехода из зоны течений. При малых относительных высотах решет ки уменьшение выходного угла b2 происходит в перекрутки потока в зону недокрутки по сравнению с направлением невозмущенного течения. основном за счет перестройки течения в средней части потока, т. е. в отношении b2 вторичные вихри Выдув на корытце профиля качественно не ме няет распределение углов. Из данных рис. 1 можно индивидуально не проявляются. Этот результат сле сделать вывод, что ось парного вихря также не меня- дует рассматривать как свойство коротких реактив ется. Выдув вызывает уменьшение угла выхода по- ных решеток, связанное с особенностями располо тока в целом по всему сечению решетки. Из сопо- жения канального вихря в таких решетках [4].

ставления расчетных и экспериментальных данных Зависимость среднего угла выхода потока из ре видно, что расчет не полностью отражает кинема- шетки от относительного расхода выдуваемого ОМСКИЙ НАУЧНЫЙ ВЕСТНИК № 1 (107) Рис. 3. Зависимость среднего угла выхода потока от относительного расхода охладителя:

Эксперимент выдув на расстоянии x= 25 мм:

w — длинная решетка, — короткая решетка;

выдув на расстоянии 50 мм от выходной кромки:

§ — длинная решетка;

• — короткая решетка;

* 3D расчет: выдув на расстоянии x=25 мм — длинная решетка, — короткая решетка GW1 cos( 2 л ) = GW2 cos( 2 ), где t — шаг решетки;

b2л — геометрический (лопа точный) угол выхода потока из решетки, в виде em tg( 2 ) = K( )tg( 2 л ), (1) t где em — аэродинамическая толщина выходной кромки лопатки. Под аэродинамической толщиной выходной кромки понимается величина e m = e + e c, Рис.4. Схема для определения угла выхода потока где Deс — глубина проникновения вдуваемых струй в поток вдоль фронта решетки.

ym Очевидно, ec = воздуха показана на рис 3. Видно, что при выдуве, где ym — глубина про sin( 2 л ) со стороны корытца лопатки средний осредненный никновения струи по нормали.

угол потока уменьшается с ростом расхода охлади Для ym известно решение, полученное Богомоло теля. Данный факт объясняется особенностями вым Е. Н. [3].

взаимодействия струй охладителя с потоком при обтекании выходной кромки лопатки [1]. Дело в том, что со стороны корытца лопатки имеется локальный C C C 1 + 1 sin максимум углов. Причем это характерно как для ym Ps Ps Ps = ), ln( длинной решетки, так и для короткой. Вместе с тем d Ps C C 1 + cos при уменьшении высоты решетки угол потока 2Cq C Ps Ps уменьшается, что является общеизвестным фактом.

Численный расчет не показывает этого влияния.

sin ( ) Средний угол потока по численному расчету практи- где Ps = sin( ) q ;

С = 1,3 — эмпирический чески не меняется как при увеличении расхода МАШИНОСТРОЕНИЕ И МАШИНОВЕДЕНИЕ охладителя, так и с уменьшением высоты решетки.

г Wг Уменьшение угла выхода потока при выдуве коэффициент;

q = (индексом г обозначены в Wв через перфорации можно рассматривать как эф фект аэродинамического утолщения выходной параметры газового потока в месте выдува, индексом кромки лопаток за счет стеснения потока вдуваемы в — параметры выдуваемого воздуха), a — угол ми струями.

выдува струи, d — диаметр струи.

Формула для оценки угла выхода была получена Эмпирический коэффициент К в формуле (1) как для упрощенной схемы решетки на основании урав показывает сравнение результатов расчета с экспе нения расхода (без учета сжимаемости) (рис. 4) риментом необходимо принимать равным 0,4. Этот коэффициент учитывает частичное смешение струи (t e) sin( 2 л ) W1 = t sin( 2 ) W охладителя с закромочным следом. При помощи 76 и уравнения импульсов данного выражения можно корректировать угол вы хода потока из решетки полученный без охлажде- ками / Е. Н. Богомолов. – М. : Машиностроение, 1987. – ния, так как численное моделирование течения в 157 с.

охлаждаемой решетке на сегодняшний день нахо- 4. Бэйли. Исследование полей осредненной и турбулентной дится на стадии освоения, что иллюстрируют рис. 1, скорости в крупномасштабном канале турбинных лопаток :

ОМСКИЙ НАУЧНЫЙ ВЕСТНИК № 1 (107) 2 и 3. труды американского общества инженеров-механиков / Бэй ли // Энергетические машины. – 1980. – № 1. – С. 87–96.

Библиографический список ВЯТКОВ Владимир Вячеславович, кандидат техни ческих наук, доцент кафедры «Авиационные дви 1. Богомолов, Е. Н. Исследование ближнего следа за тур гатели».

бинной решеткой / Е. Н. Богомолов, В. В. Вятков, А. Е. Реми КОВАЛЁВА Наталья Николаевна, аспирантка ка зов // Изв. вузов Авиационная техника. – 2001. – № 3. – федры «Авиационные двигатели».

С. 15–18.

ТОЩАКОВ Александр Михайлович, аспирант ка 2. Богомолов, Е. Н. Влияние вторичных течений на направ федры «Авиационные двигатели».

ление потока за турбинной решеткой / Е. Н. Богомолов, В. В. Вят Адрес для переписки: ad@rgata.ru ков, А. Е. Ремизов // Изв. вузов Авиационная техника. – 2003. – № 1. – С. 23–26.

Статья поступила в редакцию 30.09.2011 г.

3. Богомолов, Е. Н. Рабочие процессы в охлаждаемых тур © В. В. Вятков, Н. Н. Ковалёва, А. М. Тощаков бинах газотурбинных двигателей с перфорированными лопат В. И. ГЛУХОВ УДК 531.7: Омский государственный технический университет СТРУКТУРА ПОЛЕЙ ДОПУСКОВ ДЛЯ ЛИНЕЙНЫХ РАЗМЕРОВ ГЕОМЕТРИЧЕСКИХ ЭЛЕМЕНТОВ ДЕТАЛЕЙ В статье раскрывается соотношения допусков линейных размеров, отклонений распо ложения и отклонений формы поверхностей геометрических элементов деталей в зависимости от служебного назначения элементов.

Ключевые слова: деталь, геометрический элемент, поле допуска, линейный размер длины, отклонение расположения, отклонение формы, информативность элемента.

Геометрический элемент детали, участвующий в ний. Допуск размера является суммарной характе сопряжении и образовании посадки, выполняет слу- ристикой размерной и геометрической точности.

жебное назначение конструкторской базы, лишаю- Геометрическую точность элемента детали опре щей присоединяемую деталь нескольких степеней деляют отклонения формы поверхностей и отклоне свободы — от одной до пяти, из которых только ния положения, которые входят в структуру допуска три — лишают линейных перемещений по трем размера элемента. Согласно основным нормам вза взаимоперпендикулярным осям или лишают угловых имозаменяемости [1] детали по геометрической точ поворотов вокруг этих осей [1]. Число лишаемых ности делятся на три уровня: А, В, С. Уровень нор элементом степеней свободы в функции базы может мальной геометрической точности А означает, что служить качественной характеристикой его инфор- 60 % поля допуска размера занимает суммарное поле мативности. Если элемент детали выполняет служеб- допуска геометрических отклонений в диаметраль ное назначение исполнительного элемента, то в слу- ном выражении, уровень повышенной геометричес чае отсутствия контакта с сопрягаемой деталью, его кой точности В — занимает 40 % и уровень высокой информативность уменьшается до нуля. Призмати- геометрической точности С — занимает 25 %. По ческие элементы с попарно параллельными плоскими скольку геометрическая точность определяет раз МАШИНОСТРОЕНИЕ И МАШИНОВЕДЕНИЕ поверхностями могут иметь информативность 3, 2, ность размеров каждого элемента, то два размера 1, 0, а цилиндрические — 4, 2, 0. Покажем, что такое одного элемента, отличающиеся друг от друга на различие в информативности элементов влияет на 25–60 % от допуска размера, это объективная ре структуру допуска размера и, следовательно, на чис- альность, которую необходимо учитывать при норми ловое значение допуска и номер его квалитета точ- ровании точности. Следовательно, на долю размер ности. ной точности элемента приходится только 40…75 % Точность элемента характеризуют два показа- допуска размера [2].

теля: размерная точность и геометрическая точность. В призматических элементах размеры образуют Размерная точность — это точность размеров эле- две номинально параллельные плоские поверхности, мента, геометрическая точность — это суммарная одна из которых является установочной, направляю точность отклонений расположения и формы по- щей или опорной базой, лишающей деталь соответ верхностей элемента, или геометрических отклоне- ственно трех, двух или одной степени свободы и ОМСКИЙ НАУЧНЫЙ ВЕСТНИК № 1 (107) Рис. 1. Структура допусков размеров высоты призматических элементов с информативностью Рис. 2. Структура допусков размеров ширины призматических элементов с информативностью МАШИНОСТРОЕНИЕ И МАШИНОВЕДЕНИЕ Рис. 3. Структура допусков размеров длины призматических элементов с информативностью определяющей информативность призматического Если база имеет информативность 3, то образу элемента в целом, а вторая — исполнительной по- ется высота Н призматического элемента (рис. 1), верхностью с нулевой информативностью. Эта осо- в структуру первой части допуска которого входит бенность призматических элементов определяет только отклонение от плоскостности базы ЕФБ, а структуру поля допуска — он состоит из двух час- структура второй части включает отклонение коор тей: Т зависит от отклонений базы, Т — от откло- динаты центра исполнительной поверхности в диа 78 нений исполнительной поверхности (рис. 1–4). метральном выражении 2ЕZЦ, отклонение от парал ОМСКИЙ НАУЧНЫЙ ВЕСТНИК № 1 (107) Рис. 4. Структура допусков размеров габарита призматических элементов с информативностью центров исполнительных поверхностей в собствен лельности ЕПА исполнительной поверхности относи ной системе координат элемента, удвоенное наиболь тельно установочной базы и отклонение от плос шее отклонение от параллельности ЕПА исполнитель костности ЕФИ исполнительной поверхности:

ных поверхностей относительно плоскости симмет ТН=ТН+ТН, рии элемента и отклонения от плоскостности испол нительных поверхностей ЕФ ТН=ЕФБ, (4) ТГ=4ЕZ+2ЕПЕ+2ЕZ+2ЕПА+2ЕФ.

(1) ТН=2ЕZЦ+ЕПА+ЕФИ.

Очевидно, что столь сложная структура допуска По мере снижения информативности базы струк не позволит обеспечить точное сопряжение испол тура допуска размера призматического элемента ста нительных поверхностей соединения габаритных новится более сложной. От базы с информатив размеров призматических элементов деталей.

ностью 2 образуется ширина Ш элемента (рис. 2).

Поле допуска диаметра ТД цилиндрического эле В структуру первой части допуска ТШ кроме откло мента в функции двойной направляющей базы с ин нений от плоскостности базы ЕФБ входит отклоне формативностью 4 (рис. 5) представляет собой коль ние от перпендикулярности ЕПЕБ базы Б2 относи цевую область в материале детали, заключенную тельно базы А3 с информативностью 3, а в структуре между двумя цилиндрами, соосными с прилегающим второй части ТШ, по сравнению со структурой цилиндром ПЦ, ось которого является осью обоб поля допуска высоты ТН, отклонение от параллель щенной или вспомогательной системы координат ности ЕПА заменяется на отклонение от перпендику детали. Размеры двух цилиндров поля допуска явля лярности исполнительной поверхности ЕПЕИ отно ются пределами максимума Дmax и минимума Дmin сительно установочной базы А3, а отклонение коор материала, а толщина кольцевого поля допуска равна динаты ЕZЦ на отклонение ЕУЦ:

половине допуска на диаметр 0,5ТД. В структуру ТШ=ТШ+ТШ, допуска элемента из геометрических величин входят только отклонения формы цилиндрической поверх ТШ=ЕПЕБ+ЕФБ, ности ЕФ (рис. 6) включающие и конусообразность (2) ТШ=2ЕУЦ+ЕПЕИ+ЕФИ. ЕФКОН от углового перекоса образующей цилиндра в линейном выражении, которая по сути является Состав допуска длины Л призматического эле отклонением от параллельности образующих, т.е. от мента добавляется отклонениями от перпендикуляр клонением расположения и отклонение продольного ности ПА1 и ПБ1 и базы В элемента с информа профиля ЕФПР (бочкообразность или седлообраз тивностью 1, отклонениями от перпендикулярности ность), и отклонение от прямолинейности оси ЕФЛ, ПАИ и ПБИ и исполнительной поверхности отно и овальность ЕФОВ, и огранку ЕФОГ. Размерной сительно базы детали с информативностью 2:

составляющей допуска является удвоенное отклоне ТЛ=ТЛ+ТЛ, ние радиуса ЕР цилиндра в среднем сечении.

Окончательно ТЛ=ПА1+ПБ1+ЕФ1, (5) ТД=2ЕР+2ЕФ, (3) ТЛ=2ЕХЦ+ПАИ+ПБИ+ЕФИ.

МАШИНОСТРОЕНИЕ И МАШИНОВЕДЕНИЕ где ЕФ=ЕФКОН+ЕФПР+ЕФЛ+ЕФОВ+ЕФОГ.

Наконец, если обе плоскости призматического элемента выполняют служебное назначение испол- Отклонения формы не могут занимать все поле нительных поверхностей, то элемент становится допуска диаметра, т.к. тогда радиус цилиндра необ функционально симметричным (рис. 4), образует ходимо выполнять равным номинальному, т.е. с ну габаритный размер Г, структура допуска которого левым отклонением, что практически невозможно.

ТГ включает: четыре отклонения ЕZ от номинальной Наоборот, допускаемые отклонения размера радиуса координаты Z центра Ц плоскости симметрии эле- в основном определяют числовое значение допуска, мента, удвоенное отклонение от перпендикуляр- необходимого для компенсации всех составляющих ности ЕПЕ плоскости симметрии элемента относи- погрешности обработки: базирования, статической тельно оси Z обобщенной системы координат детали, и динамической настройки.

материализованной двойной направляющей базой А4, В условных графических обозначениях полей удвоенное наибольшее отклонение координат ЕZ допусков размеров, принятых в Единой системе ОМСКИЙ НАУЧНЫЙ ВЕСТНИК № 1 (107) Рис. 5. Структура допусков размеров диаметров цилиндрических элементов с информативностью 4 в поперечном сечении Рис. 6. Структура допусков размеров диаметров цилиндрических элементов с информативностью 4 в продольном сечении в зависимости от длины сопряжения Рис. 7. Структура допусков размеров диаметров цилиндрических элементов с информативностью допусков и посадок [2], в виде прямоугольников, Размеры максимума материала (наибольший для МАШИНОСТРОЕНИЕ И МАШИНОВЕДЕНИЕ расположенных относительно нулевой линии, соот- вала и наименьший для отверстия) и минимума ма ветствующей номинальному диаметру ДН (рис. 5б), териала (наименьший для вала и наибольший для часть поля допуска, занимаемая отклонениями формы, отверстия) имеют разное служебное назначение.

должна быть изображена в диаметральном выраже- Размеры максимума материала являются основными, нии ТФД и равна удвоенному стандартизованному т.к. определяют в первую очередь характер посадок допуску формы в радиусном выражении 2ТФР. Диа- своими выступающими точками, а также матери метральное поле допуска формы прилегает к пределу ализуют ось координатной системы детали элемента минимума материала, т.к. определяет структуру осью прилегающего цилиндра. Поэтому отклонения размера минимума материала, однако по сути своей размера максимума материала элемента относительно оно является плавающим в пределах поля допуска раз- номинального размера действительно являются ос мера, т.к. ограничивает допускаемую разность наи- новными, на них должна строиться вся система до 80 большего и наименьшего размеров единого элемента. пусков и посадок. Однако в стандартизованной сис ОМСКИЙ НАУЧНЫЙ ВЕСТНИК № 1 (107) Рис. 8. Структура допусков размеров диаметров цилиндрических элементов с информативностью Рис. 9. Структура допуска размеров диаметров цилиндрического отверстия с информативностью чиной 2ЕСОД, что характерно только для симметрич теме [2] основными отклонениями полей допусков ных элементов:

являются ближайшие к нулевой линии отклонения, что никак не объяснимо.

(6) ТД2=2ЕР+2ЛП+2ЕФ=2ЕР+2ЕСОД+2ЕФ.

Размеры максимума и минимума подчиняются своим законам распределения (рис. 5б), которые сме- Несмотря на угловые перекосы осей, поля допус щены относительно друг друга на среднее значение ков ТД диаметров элементов располагаются кольце отклонений формы в диаметральном выражении выми зонами номинально относительно координат ЕФДСР для партии деталей. Структура отклонений ных осей Z и Z, материализованных общими осями формы зависит от длины сопряжения ЛС, на которой баз. Как бы ни были перекошены образующие эле элемент выполняет свое служебное назначение ментов, но если они совместно с отклонениями формы (рис. 6). вписываются в свои поля допусков, то диаметры При снижении информативности цилиндричес- таких элементов — и наибольшие, и наименьшие — кого элемента с четырех до двух, т.е. при выполнении не будут выходить за границы полей допусков, де МАШИНОСТРОЕНИЕ И МАШИНОВЕДЕНИЕ им служебного назначения двойной опорной базы таль будет годной и способной выполнять свое слу (рис. 7), структура поля допуска размера расширя- жебное назначение. При одинаковой длине сопряже ется только за счет геометрических величин — от- ния цилиндрические элементы с информативностью клонений относительного положения типа угловых обладают меньшей точностью, чем элементы с ин перекосов УП осей двух соосных баз относительно формативностью 4 из-за более сложной структуры общей оси, которая является осью Z обобщенной допуска.

системы координат детали (рис. 7а) или осью Z вспо- При падении информативности цилиндрического могательной системы координат (рис. 7б). В линей- элемента до нуля, что имеет место, когда он выпол ном выражении ЛП угловые перекосы нормируются няет служебное назначение исполнительной поверх отклонениями от соосности относительно общей оси ности (рис. 8), структура допуска ТД дополнительно в диаметральном выражении ЕСОД, которые входят расширяется на четыре эксцентриситета ЕЭ оси в структуру поля допуска диаметра удвоенной вели- исполнительной поверхности относительно оси соос ной цилиндрической базы с информативностью 4. двух сторон поле допуска ТДС собственного диа Эксцентриситет оси исполнительной поверхности метра исполнительной поверхности ДС, образуя поле совместно с угловым перекосом в линейном выраже- допуска комплексного диаметра ТДК:

нии ЛП нормируется стандартизованным откло ОМСКИЙ НАУЧНЫЙ ВЕСТНИК № 1 (107) (8) ТДК=ТДС+2ТПОД.

нением от соосности относительно базовой оси в диаметральном выражении ЕСБД. Часть поля допуска Таким образом, показано, что структура допус диаметра, которую будут занимать эксцентриситет ков линейных размеров зависит от служебного на и перекос, равна удвоенному отклонению от соос- значения элементов и их информативности.

ности в диаметральном выражении ЕСБД:

Библиографический список ТД=2ЕР+4ЕЭ+2ЛП+2ЕФ=2ЕР+ (7) +2ЕСБД+2ЕФ, 1. ГОСТ 21495-76. Базирование и базы в машиностроении. – где ЛП=УП·ЛС. М. : Изд-во стандартов, 1990. – 35 с.

Учитывая, что такое значительное расширение 2. ГОСТ 25346-89. Основные нормы взаимозаменяемости.

допуска имеет место и в охватываемой, и в охватыва- Единая система допусков и посадок. Общие положения, ряды ющей деталях, точность посадки исполнительных по- допусков и основных отклонений. – М. : Изд-во стандартов, верхностей не может быть высокой. Если цилинд- 1989. – 32 с.

рическая исполнительная поверхность расположена ГЛУХОВ Владимир Иванович, доктор технических в обобщенной системе координат детали, материали зованной комплектом трех плоских баз (рис. 9), то наук, профессор и заведующий кафедрой «Метро в структуру поля допуска ТДК ее комплексного диа- логия и приборостроение».

метра будут входить удвоенные допуски позицион- Адрес для переписки: 644050, г. Омск, пр. Мира, 11.

ного отклонения в диаметральном выражении 2ТПОД оси исполнительной поверхности относительно комп- Статья поступила в редакцию 23.11.2011 г.

лекта трех плоских баз. Эти допуски охватывают с © В. И. Глухов А. В. ГОРЯГА УДК 62-9:331. А. М. ДОБРЕНКО В. С. СЕРДЮК О. А. ЦОРИНА Омский государственный технический университет МОДЕЛИ ОТКАЗОВ СИСТЕМ ЗАЩИТЫ ОТ ФАКТОРОВ РИСКА ПРОИЗВОДСТВЕННЫХ ПРОЦЕССОВ В НЕШТАТНЫХ И АВАРИЙНЫХ ПРОИЗВОДСТВЕННЫХ СИТУАЦИЯХ В работе построены варианты математических моделей нештатных и аварийных произ водственных ситуаций при эксплуатации различных технологических процессов. Про ведены оценки основных вероятностных характеристик отказов систем защиты и оценки возможных экономических потерь от воздействия опасных производственных факторов на рабочие места.

Ключевые слова: модели нештатных и аварийных производственных ситуаций, системы МАШИНОСТРОЕНИЕ И МАШИНОВЕДЕНИЕ защиты, экономические потери.

Статья продолжает цикл работ [1–3], в которых время рабочей смены) времени эксплуатации сис рассмотрен метод моделирования систем защиты от темы защиты Z определяется базовой картой уров факторов риска производственных процессов и мо- ней рисков дели их эксплуатации в штатных ситуациях.

Пусть некоторый этап производственного про- P = (pij), i = 1,…,m;

j = 1,…,n [2] цесса обслуживается рабочими местами w1, … wn и установлена система защиты Z=sZf, Zfw, Zwtэтих и количественными характеристиками системы за рабочих мест от факторов рисков f1, …, fm [2]. щиты Z Согласно построениям, проведенным в [2], эта 82 zi( f )(t) zijfw )(t) z(jw )(t) = zij (t), ( (1) ситуация на временном промежутке [0, NэT] (T — снижающими уровни рисков pij в базовой карте от принадлежности элемента es к той или иной под рисков [2]. При этом zij(t) — постоянны на любом из системе защиты увеличиваются, вообще говоря, количественные характеристики zi( f )(t), zijfw )(t), z w (t) ( временных промежутков [(k–1)T, kT], k=1, …, Nэ, j то есть zij(t)=zij(k) на [(k–1)T, kT], k=1, …, Nэ. системы защиты Z в формулах (1).

ОМСКИЙ НАУЧНЫЙ ВЕСТНИК № 1 (107) (e s ) Обозначим через zij (k) — экспертную оценку Понятие нештатной производственной ситуации предлагается моделировать следующим образом. Бу- увеличения количественных характеристик zij(t) на дем считать, что нештатная производственная ситу- временном промежутке [(k–1)T, kT] в случае отказа ация возникающая на [(k–1)T, kT], влечет изменение элемента защиты es.

базовой карты уровней рисков P=(pij), причем Будем говорить, что система защиты Z на [(k–1)T, оценки pij вероятностей воздействия факторов рис- kT] функционирует в штатном режиме, если ни один ков fi на рабочие места wj возрастают в интервале из ее элементов e1, …, eN не отказывает на этом [pij,1] возможно до предельного, равного единице, временном промежутке. Вероятность этого события значения. в силу независимости отказов элементов e1,…,eN будет В связи с вышесказанным предлагается парамет ризовать совокупность нештатных производствен- ( A1(k )L AN (k )) = ( A1(k ))L ( AN (k )) = ных ситуаций матрицей N i ( k ).

a=(aij), i=1, …, m;

j=1, …, n, (2) = e 1( k )T L e N ( k )T = e i = где aij[0,1], по которой элементы карты рисков P= Таким образом, кусочно-постоянную функцию =(pij) меняются по правилу N i (t ) (4) (3) pij(a)=pij(1–aij)+aij. G(t) = e i = Заметим, что если в матрице a элемент aij=0, то на [0, NэT] можно определить как функцию надеж pij(a)=pij, то есть соответствующая нештатная произ- ности системы защиты Z на временном периоде ее водственная ситуация не увеличивает вероятность pij эксплуатации.

воздействия фактора риска fi на рабочее место wj, Определим возникновение нештатной ситуации а если aij=1, то pij(a)=1, то есть воздействие фак- при эксплуатации системы защиты Z на [(k–1)T, тора риска fi на рабочее место wj становится досто- kT] (k=1, …, Nэ) как событие, заключающееся в от верным событием и появляются основания считать казе хотя бы одного из элементов защиты e1, …, eN.

соответствующую нештатную ситуацию аварийной. Тогда вероятность возникновения нештатной ситу Таким образом, если обозначить через П(a) — ации для Z будет нештатную производственную ситуацию, опреде ляемую матрицей a (2), то П(a) деформирует ба N i ( k ) N Ai (k) = 1 e i =.

зовую карту рисков P=(pij) (увеличивает ее эле i =1 менты pij) по формулам (3), причем, если в a все aij=0, то все pij(a)=pij и П(0) — штатная производ- Поскольку перебирать все возможные варианты ственная ситуация. Если же в a некоторые aij=1, то отказов элементов защиты Z представляется нецеле П(a) можно интерпретировать как некоторую ава- сообразным (их количество равно 2N), тем более, что рийную ситуацию, так как соответствующие pij(a)=1. вероятности большинства соответствующих событий И, наконец, отметим, что в приведенных выше по- достаточно малы, предлагается классифицировать строениях нештатные или аварийные производ- нештатные ситуации для системы защиты Z следу ственные ситуации рассматриваются как гипотезы ющим образом.


о возможных состояниях производственного про- Обозначим через Es(k) – событие, состоящее в цесса на временных промежутках [(k–1)T, kT], том, что на [(k – 1)T, kT] первым откажет элемент k=1,…, Nэ без учета действия установленной сис- es (отказ es – первопричина нештатной ситуации темы защиты Z. для системы защиты Z), при этом через E0(k) обозна Рассмотрим систему защиты Z как совокупность чим штатную ситуацию для Z. Согласно (4) элементов защиты e1, …, eN: Z={e1,…,eN}.

Обозначим через x1, …, xN — случайные величи- N i ( k ) ны времени безотказной работы элементов e1, …, eN ( 0 (k)) = e.

i = соответственно. Будем считать, что x1, …, xN незави симы в совокупности (отказы элементов e1, …, eN Вычислим P(Es(k)) для s=1, …, N.

независимы) и имеют экспоненциальные распреде- Для этого рассмотрим для независимых в совокуп ления с интенсивностями отказов l1(t), …, lN(t), ности случайных величин x1, …, xN, имеющих экспо причем ls(t) (s = 1,…,N) постоянны на любом проме- ненциальные распределения с постоянными интен жутке [(k–1)T, kT], k=1, …, Nэ, то есть ls(t)=ls(k). сивностями отказов l1, …, lN элементов e1, …, eN МАШИНОСТРОЕНИЕ И МАШИНОВЕДЕНИЕ s=1, …, N, k=1, …, Nэ. Если As(k) — событие, состо- событие Es, состоящее в том, что на [0, T] первым ящее в том, что элемент es отказывает на временном отказал элемент es (s=1, …, N), то есть событие промежутке [(k–1)T, kT], то вероятность этого со s = { s min k }.

бытия k s ( As (k)) = 1 e s ( k ). Если разбить интервал [0, T] на M интервалов длины t, где =, то событие Es можно записать в Следствием отказа элемента защиты es на [(k–1)T, kT] является увеличение zij(t) — коэффициентов виде снижения вероятностей pij воздействия факторов { } риска на рабочие места на этом временном интервале { s = j} min k j. в базовой карте рисков, поскольку в зависимости s ks j = Таблица Гипотезы о состоянии Вероятности П() производства возникновения П(0) (нештатная Гипотезы соответствующих (штатная) или аварийная ОМСКИЙ НАУЧНЫЙ ВЕСТНИК № 1 (107) о состоянии состояний системы с параметром ) системы защиты защиты N i (t ) zij(t).pij zij(t).pij() E0 (штатная) e i = Es (нештатная: N s (t) i (t ) 1 e i =1 (t) pij () первопричина — ( es ) (t) pij z (e s ) z N ij ij i (t) отказ элемента es) s=1, …, N i = Тогда по формуле полной вероятности получим производственного процесса, zij(t) — количествен ные характеристики системы защиты Z, функциони рующей в штатном режиме, zijes )(t) (s=1, …, N) — ( {min k j} количественные характеристики системы защиты в ( s ) = s [( j 1), j] ks } { нештатной ситуации при первом отказе элемента j = защиты es (событие Es). В последнем столбце таб ( { s [( j 1), j] ) = } лицы — вероятности попадания системы защиты Z k j в соответствующие состояния, l1(t), …, lN(t) — интен e ks = ( { s [( j 1), j] ) = } сивности отказов элементов защиты e1, …, eN соот j = ветственно.

k j e Элементы таблицы дают правила вычисления ks ( e s ( j 1) e s j ).

= карты уровней рисков в предполагаемой производ j = ственной ситуации П(a)и состоянии системы за Для вычисления разности e s ( j 1) e s j приме- щиты Z на любом временном промежутке [(k–1)T, ним формулу Лагранжа для функции y = e st на ин- kT] (k=1, …, Nэ) времени ее эксплуатации.

Предположим, что на временном промежутке тервале [( j–1)t, jt]:

[(k–1)T, kT] в условиях состояния производствен ного процесса П(a)система защиты Z оказалась в e s ( j 1) e s j = s e s, нештатной ситуации, то есть отказал хотя бы один элемент защиты. Тогда основные вероятностные и где Q – некоторая точка из [( j–1)t, jt].

экономические показатели, характеризующие воз Отсюда действие факторов риска на рабочие места, а именно, компоненты вектора f = (f1, K, fm ), определяющие k j e оценки вероятностей воздействия факторов риска s e s.

( s ) = ks f1, …, fm на рабочий коллектив в целом, компоненты j = вектора w = (w1, K, w n ), определяющие оценки ве Перейдем к пределу при t®0 (M®+): роятностей воздействия факторов риска на рабочие места w1, … wn, общий уровень риска [1], оценки средних экономических потерь X1, K, Xm от воздей k j ( s ) = lim e k s s e s = ствия факторов риска f1, …, fm на рабочий коллектив ( + ) j =1 в целом, оценки средних экономических потерь Y1, K, Y n на рабочие места w1, … wn соответственно k t = e k s s e st dt = от воздействия факторов риска f1, …, fm и оценка общих экономических потерь X (X = Y ) [4] естест N N венным образом определяются как случайные вели k t k = s e dt = N s 1 e k = k = чины, законы распределения которых можно полу.

k чить из последнего столбца таблицы.

Таким образом, оценки основных вероятностных k= и экономических показателей характеризующих Таким образом, вероятность события Es(k) — воздействие факторов риска f1, …, fm на рабочие того, что элемент защиты es откажет на временном места w1, … wn в условиях отказа системы защиты Z промежутке [(k–1)T, kT] первым (первопричина при состоянии производственного процесса П(a) на возникновения нештатной ситуации для системы временном промежутке [(k–1)T, kT] (k=1, …, Nэ) МАШИНОСТРОЕНИЕ И МАШИНОВЕДЕНИЕ защиты Z) вычисляется по формуле можно определить как средние значения (математи ческие ожидания) соответствующих случайных ве N (k) i ( k ) личин:

1 e i =1.

( s (k)) = N s f () = (f1 (),K, fm ()), где i (k ) i = n (1 (1 zijes )(k) pij ())) s (k) ( Итоги проведенных рассуждений представим N j = таблицей. fi () =, N (k) Здесь pij — элементы базовой карты уровней s = i рисков при штатном состоянии производственного i = процесса, pij(a) — элементы базовой карты уровней w () = (w1 (),K, w n ()), 84 рисков при нештатной (или аварийной) ситуации П(a) где А. В. Горяга [и др.] // Россия молодая: передовые технологии – в промышленность : матер. III Всеросс. молодежн. науч.-техн.

m (1 (1 zijes )(k) pij ())) s (k) конф. Кн. 2. – Омск : ОмГТУ, 2010. – С. 280–282.

( N 2. Математические модели систем защиты от факторов, w j () = i = ОМСКИЙ НАУЧНЫЙ ВЕСТНИК № 1 (107) N (k) риска производственных процессов [Текст] / А. В. Горяга s = i [и др.] // Омский научный вестник. Сер. Приборы, машины i = и технологии. – 2011. – № 1 (97). – С. 96–98.

3. Модели эксплуатации систем защиты от факторов риска m n (1 (1 zijes )(k) pij ())) s (k) ( производственных процессов [Текст] / А. В. Горяга [и др.] // N i =1 j =1, () = Омский научный вестник. Сер. Приборы, машины и техно N i (k ) логии. – 2011. – № 3 (103). – С. 157–159.

s = 4. Горяга, А. В. Общие модели количественных оценок i = экономических потерь от воздействия опасных производ Xi(es )() s (k) N ственных факторов на рабочие места [Текст] / А. В. Горяга, Xi () =, N А. М. Добренко, В. С. Сердюк // Динамика систем механизмов (k ) s = и машин : матер. VII Межд. науч.-техн. конф. Кн. 3. – Омск :

i i = ОмГТУ, 2009. – С. 356–358.

где Xi(es )() — средние экономические потери от воз действия фактора риска fi на рабочий коллектив, вы численные по карте рисков zijes )(k) pij (), ( Y j(es )() s (k) N Y j () =, ГОРЯГА Александр Васильевич, кандидат физико N (k) s = математических наук, доцент кафедры «Высшая i i = математика».

где Y j(es )() — средние экономические потери от воз- ДОБРЕНКО Александр Максимович, кандидат действия факторов риска f1,…, fm на рабочее место wj, технических наук, доцент кафедры «Безопасность вычисленные по карте рисков ( zijes )(k) pij () ), ( жизнедеятельности».

СЕРДЮК Виталий Степанович, доктор технических m n X () = Y () = Y () – наук, профессор, заведующий кафедрой «Безопас X () = i j ность жизнедеятельности».

i =1 j = ЦОРИНА Ольга Александровна, старший препо оценка средних экономических потерь от воздейст- даватель кафедры «Безопасность жизнедеятель вия факторов риска f1, …, fm на рабочие места w1, … wn. ности».

Библиографический список Адрес для переписки: e-mail: bgd@mail.ru 1. К вопросам разработки общих моделей систем защиты Статья поступила в редакцию 02.12.2011 г.

от факторов рисков производственных процессов [Текст] / © А. В. Горяга, А. М. Добренко, В. С. Сердюк, О. А. Цорина Книжная полка Поршневые компрессоры с бесконтактным уплотнением [Текст] : монография / А. П. Болш тянский [и др.] ;

ОмГТУ. – Омск : Изд-во ОмГТУ, 2010. – 413 с. – ISBN 978-5-8149-0849-0.

В издании приведены сведения об устройстве и принципе работы поршневых компрессоров и газо статических опор, проанализированы проблемы получения чистых сжатых газов и применяющиеся для этой цели типы компрессорных машин, приведена классификация пневматических систем. Изложены методы анализа работы компрессоров с газостатическим центрированием поршня, сформулированы задачи совер шенствования конструкции. Рассмотрены проблемы проектирования новых объектов техники при отсутствии полного набора готовых технических решений и реального проектирования в условиях рыночной конкуренции.

Для студентов, магистрантов, аспирантов и специалистов, работающих в области компрессорной, вакуумной техники и пневмоавтоматики.

МАШИНОСТРОЕНИЕ И МАШИНОВЕДЕНИЕ Иванов, Б. К. Машинист холодильных установок [Текст] : учеб. пособие / Б. К. Иванов. – Ростов н/Д. : Феникс, 2008. – 283 с. – ISBN 978-5-222-12484-0.

Учебное пособие написано согласно производственной квалификационной характеристике на основании инженерно-педагогического опыта.

Содержит необходимые чертежи, схемы, справочные таблицы;


контрольные вопросы для закрепления и проверки знаний;

учебный план производственного обучения;

список пособий для более глубокого изучения профессии.

А. В. ГРИГОРЬЕВ УДК 621.512:65:656. Г. А. НЕСТЕРЕНКО С. А. КОРНЕЕВ ОМСКИЙ НАУЧНЫЙ ВЕСТНИК № 1 (107) С. М. ОВЧАРЕНКО Омский государственный технический университет Омский государственный университет путей сообщения АНАЛИЗ ВЛИЯНИЯ КОНСТРУКТИВНЫХ И РЕЖИМНЫХ ПАРАМЕТРОВ НА РАБОТУ ПРЯМОЗУБОГО РОТОРНОГО НАСОСА В работе рассматривается анализ влияния основных конструктивных и режимных параметров на экономичность и производительность работы прямозубого роторного насоса. Приведены основные результаты расчетов, полученные при проведении ана лиза влияния скорости вращения вала, степени повышения давления, относительной высоты зуба и относительной ширины ротора на энергетические характеристики на сосного агрегата и его производительность.

Ключевые слова: роторный насос, энергетические характеристики, относительная ши рина ротора, относительная высота зуба, прямозубый, неравномерность подачи.

В работе [1] авторами была предложена конст- будет равномерна, однако будет наблюдаться ее от рукция прямозубого роторного насоса. Принцип дей- сутствие в момент размещения зуба ротора во впа ствия представленной машины заключается в том, дине уплотнительного диска, но устранение возника что при вращении ротора 3 (рис. 1) по часовой стрелке ющей неравномерности может устраняться, напри перед выступом 4 образуется область сжатия–на- мер увеличением радиуса ротора или уменьшением гнетания, а позади выступа 4 — область расши- высоты зуба. Давление такой машины теоретически рения–всасывания. В то же время, нижняя торцевая можно развивать до значений, соответствующих зна поверхность уплотнительного диска 6 образует гер- чениям поршневых насосов высокого давления, ко метичный стык с цилиндрической поверхностью нечно, в этом случае значительно увеличатся торцо ротора 3 и отсекает полость расширения–всасыва- вые утечки и, вследствие этого, уменьшится эффек ния от полости сжатия–нагнетания. тивность рабочего цикла, но при таком использо Объем полости сжатия–нагнетания при враще- вании можно будет внести в конструкцию элементы нии ротора 3 уменьшается, находящаяся в этой компенсации торцевых зазоров, как это делается в полости жидкость сжимается и вытесняется через шестеренных насосах. К тому же при существова нагнетательный клапан 11 потребителю, а позади вы- нии двух камер насоса можно использовать одну из ступа 4, по мере вращения ротора 3, происходит них в качестве вспомогательного (подкачивающего) увеличение полости расширения–всасывания. насоса, а вторую камеру — в качестве основного При дальнейшем вращении ротора 3 зуб 4 пере- насоса, являющегося источником необходимого крывает окно нагнетательного клапана 11, и он за- давления.

крывается в связи с тем, что поступление к нему Диапазон частот вращения такого насоса предпо жидкости под давлением прекращается. лагается таким же, как и у всего семейства роторных Затем зуб 4 входит во впадину 7 уплотнительного гидромашин, а всасывающая способность и непри диска 6. После прохождения зубом 4 впадины 7 этот хотливость к фильтрации рабочей жидкости — как выступ перекрывает всасывающее окно 10, процесс у семейства поршневых насосов.

всасывания при этом на время прекращается, а жид- Такой насос обладает не только новыми функци МАШИНОСТРОЕНИЕ И МАШИНОВЕДЕНИЕ кость перед зубом 4 начинается сжиматься. ональными возможностями, но и существенными Далее цикл работы повторяется. Аналогично конструктивными особенностями, которые ранее, работает вторая камера насоса. Синхронизация вра- как это показал информационный поиск, не изу щения роторов 3, 17 с уплотнительным диском 6 осу- чались.

ществляется коническими шестернями 13, 14, 19 уста- Естественно, что работа насоса на различных новленных на валах 5, 8 и 20 соответственно. режимах будет сопровождаться явлениями, свойст Такая машина отличается простотой изготов- венными именно данной машине. Так, например, ления как роторов, так и цилиндров. К тому же необ- неизвестно, какое значение примет давление в ходимо отметить, что предполагаемые рабочие ха- полости цилиндра в момент размещения зуба ротора рактеристики такого гидроагрегата не будут усту- в отверстии уплотнительного диска, каким образом пать имеющимся аналогам. Так, например, подача будут влиять на характеристики насоса его режимные 86 насоса в виду постоянства скорости зуба ротора параметры и конструктивные соотношения и т.д.

4 А 8 (Aсж/A)·100% ОМСКИЙ НАУЧНЫЙ ВЕСТНИК № 1 (107) (Aвс/A)·100% 1 (Aн/A)·100% 2 5 pн, МПа 1 5 9 Рис. 3. Зависимость относительных потерь работы А на всасывании, нагнетании и сжатии А-А 8 7 от давления нагнетания pн в рабочей полости насоса:

DАсж — потери работы на сжатии;

DАвс — потери на всасывании, DАн — потери работы на нагнетании;

АS — суммарная работа цикла 5 об, % 2 14 13 16 nоб, мин– Рис. 1. Схема прямозубого роторного насоса 1000 1500 с двумя рабочими полостями:

1 — 1-й цилиндр, 2 — 1-я рабочая полость, Рис. 4. Зависимость объемного КПД 3 —1-й ротор, 4 — зуб 1-го ротора, 5 — приводной вал, от частоты вращения вала 6 — уплотнительный диск, 7 — впадина, 8 — промежуточный вал, 9 — крышка 1-го цилиндра, 10 — всасывающее окно, 11 — нагнетательный клапан, 12 — корпус, 13 — ведущая шестерня, 14 — промежуточная шестерня, 15 — полость корпуса, Gзуб/G·100, % 16 — 2-й цилиндр, 17 — 2-й ротор, 18 — крышка, Gтор/G·100, % 19 — ведомая шестерня, 20 — ведомый вал 3 Gрот/G·100, % Gупл/G·100, % об, % 2000 nоб, мин– 1000 Рис. 5. Зависимость относительных утечек жидкости через зазоры в рабочей полости насоса от частоты вращения вала:

DGзуб — утечки жидкости через «зуб»;

pн, МПа DGрот — утечки жидкости через ротор 1 5 9 13 и уплотнительный диск;

DGтор — торцевые утечки жидкости;

Рис. 2. Зависимость объемного КПД DGупл — утечки жидкости через уплотнительный диск;

от давления нагнетания pн в рабочей полости насоса G — массовая производительность насоса В то же время для начальной стадии проектирова- об, % ния (например, на уровне хотя бы разработки техни МАШИНОСТРОЕНИЕ И МАШИНОВЕДЕНИЕ ческого задания) конструктор должен иметь пред ставление, как о функциональных возможностях проектируемого объекта, так и об особенностях ра- боты конструкции и предъявляемых к ней требова ниях. Все это невозможно обеспечить, не имея мате- матического описания рабочих процессов, происхо дящих в полостях насоса. 0,4 hр 0,2 0, 0, Для этой цели, на основании существующих методик по математическому моделированию рабо- Рис. 6. Зависимость объемного КПД чих процессов поршневого насоса [2], была раз- от относительной высоты зуба hр работана и реализована математическая модель ра бочих процессов прямозубого роторного насоса.

Результаты экспериментов [3] показали хорошее об, % совпадение экспериментальных данных с расчетами, в связи с чем была подтверждена адекватность математической модели. Разработанная математи ОМСКИЙ НАУЧНЫЙ ВЕСТНИК № 1 (107) ческая модель рабочих процессов насоса позволяет провести анализ влияния основных конструктивных и режимных параметров на экономичность и про изводительность работы прямозубого роторного 0,6 bр 0,35 0, 0, насоса.

Основными режимными параметрами, в значи- Рис. 7. Зависимость объемного КПД тельной степени определяющими энергетические и от относительной ширины ротора bр расходные характеристики прямозубого насоса, яв ляются частота вращения вала nоб (500–2000 мин–1) и давление нагнетания pн (1–13 МПа). Основными 1, конструктивными параметрами являются относи тельная высота зуба ротора hр=h/r (отношение 1, высоты зуба к радиусу ротора (0,1–0,4), относи тельная ширина зуба ротора bр=B/r (отношение 1, ширины зуба к радиусу ротора 0,2–0,65), неточности изготовления геометрических размеров ротора, 1, цилиндра и уплотнительного диска, которые опреде ляют радиальные и торцевые зазоры d (10–25 мкм). 1, 0,4 hр 0,2 0, 0, Объектом для анализа являлся опытный образец.

Был проведен анализ следующих параметров: произ- Рис. 8. Зависимость неравномерности подачи от hр водительность;

объемный КПД;

утечки через — зазоры вокруг зуба, торцовые зазоры, радиальный зазор и зазоры между рабочей камерой и уплотни- Gзуб/G·100, % тельным диском;

потери работы на всасывание, Gтор/G·100, % сжатие и нагнетание;

индикаторная работа цикла. Gрот/G·100, % Gупл/G·100, % При проведении анализа влияния давления на гнетания pн было установлено, при изменении pн от 1 до 13 объемный КПД насоса имеет характер, близкий к линейному (рис. 2), и при увеличении pн монотонно убывает, что связано с ростом утечек жидкости через преимущественно торцовые и ради- альный зазоры с увеличением на них перепада дав ления. 25, мкм Относительные потери работы при всасывании 10 15 и нагнетании с увеличением pн уменьшаются (рис. 3), Рис. 9. Зависимость относительных утечек жидкости и более интенсивное уменьшение этих параметров через зазоры в рабочей полости насоса от величины d наблюдается при изменении pн от 1 до 4. Это можно связать с увеличивающимися затратами работы на об, % осуществление полного цикла всасывание–сжа- тие–нагнетание в диапазоне изменения pн от 1 до 4, и незначительными изменениями работы на нагне- тании и всасывании.

Следующим режимным параметром являлась час- тота вращения nоб. В результате анализа влияния этого параметра было определено, что объемный КПД возрастает только с увеличением частоты вра щения в диапазоне от 500 до 1750 мин–1 (рис. 4), даль- 60, мкм нейшее увеличение nоб приводит к снижению hоб 15 10 из-за недозаполнения цилиндра. Утечки жидкости Рис. 10. Зависимость объемного КПД через имеющиеся зазоры имеют небольшие значения от величины зазоров в интервале частот 1500–2000 мин–1 (рис. 5). Таким образом, наиболее эффективная работа насоса наблю дается в интервале значений nоб=1500–1750 мин–1. подачи от относительной высоты зуба hр (рис. 8).

Анализ влияния относительных величин hр и bр Это позволило определить диапазон допустимых МАШИНОСТРОЕНИЕ И МАШИНОВЕДЕНИЕ на объемный КПД насоса показал, что величина hоб значений hр=0,1–0,2, при которых прямозубый имеет явный максимум, как в первом (рис. 6), так и насос не уступает по неравномерности шестерен во втором случае (рис. 7). ному насосу.

Такое поведение hоб в обоих случаях вначале Анализ влияния конструктивных зазоров позво связано с уменьшением относительных утечек, по- лил выявить существенное увеличение торцевых этому и наблюдается увеличение hоб. При дальней- утечек по сравнению с остальными (рис. 9) и дать в шем увеличении hр и bр значения объемного КПД, соответствии с этим рекомендации по величине тор за счет увеличения гидравлических сопротивлений цовых зазоров в диапазоне 10–15 мкм. Также в ре всасывающего окна и недозаполнением цилиндра, зультате увеличения именно торцевых утечек проис снижается. ходит и значительное снижение объемного КПД Также в ходе анализа конструктивных парамет- (рис. 10), который стремительно падает с увеличе 88 ров была установлена зависимость неравномерности нием величины зазоров свыше 20 мкм.

На основании результатов численного моделиро- родов, А. П. Болштянский // Омский регион — месторождение вания работы прямозубого насоса даны следующие возможностей : матер. II Регионал. молод. науч.-техн. конф. – рекомендации: частота вращения ротора должна Омск : Изд-во ОмГТУ, 2011. – С. 36–38.

лежать в диапазоне 1250–2000 об./мин, при высоких ОМСКИЙ НАУЧНЫЙ ВЕСТНИК № 1 (107) ГРИГОРЬЕВ Александр Валерьевич, старший препо требованиях к неравномерности подачи изменение отношения высоты зуба к радиусу ротора hр должно даватель кафедры «Гидромеханика и транспортные лежать в интервале значений 0,1–0,2;

увеличение машины» Омского государственного технического отношения ширины ротора к его радиусу bр более университета.

НЕСТЕРЕНКО Григорий Анатольевич, кандидат желательно, чем отношение высоты зуба к радиусу ротора hр и значения этих параметров предпоч- технических наук, доцент (Россия), доцент кафедры тительны в диапазонах bр=0,35–0,65;

hр=0,2–0,4. «Гидромеханика и транспортные машины» Омского государственного технического университета.

КОРНЕЕВ Сергей Александрович, доктор техни Библиографический список ческих наук, профессор (Россия), заведующий ка федрой «Сопротивление материалов» Омского госу 1. Пат. 43925 Российская Федерация, F04C18/08. Машина дарственного технического университета.

объемного действия / Щерба В. Е., Болштянский А. П., Сухо ОВЧАРЕНКО Сергей Михайлович, доктор техни вей М. В. ;

заявитель и патентообладатель Омский государствен ческих наук, профессор кафедры «Локомотивы»

ный технический университет. – № 2003105772/22 ;

заявлено Омского государственного университета путей сооб 28.02.03 ;

опубл. 10.02.05. – Бюл. № 04.

щения.

2. Математическое моделирование рабочих процессов Адрес для переписки: scherba_v_e@list.ru насосов объёмного действия / В. Е. Щерба [и др.] // Омский научный вестник. – Омск : Изд-во ОмГТУ, 2010. – № 3 (93). – Статья поступила в редакцию 07.12.2011 г.

С. 77–81.

© А. В. Григорьев, Г. А. Нестеренко, С. А. Корнеев, 3. Григорьев, А. В. Экспериментальные исследования С. М. Овчаренко прямозубого роторного насоса / А. В. Григорьев, С. Ю. Кайго С. Э. ДАДАЯН УДК 621.43.068. А. В. ГАСАН Омский танковый инженерный институт им. Маршала Советского Союза П. К. Кошевого — филиал Военного учебно-научного центра Сухопутных войск «Общевойсковая академия ВС РФ»

ДИАГНОСТИРОВАНИЕ ЭЛЕМЕНТОВ ТОПЛИВНОЙ АППАРАТУРЫ ДИЗЕЛЬНОГО ДВИГАТЕЛЯ КАМАЗ- В статье рассматриваются вопросы безразборного диагностирования элементов топлив ной аппаратуры высокого давления дизельного двигателя КамАЗ-740.

Ключевые слова: топливная аппаратура, диагностирование, остаточный ресурс, силовая установка.

Наиболее ответственным агрегатом любой много- Давление начала впрыска топлива нагнетательным целевой колесной машины (МКМ) является силовая клапаном и форсункой снижается вследствие при установка. Наиболее широкое распространение в работки запорного конуса иглы и седла распыли качестве силовых установок получили дизельные теля, а также накапливания остаточной деформации МАШИНОСТРОЕНИЕ И МАШИНОВЕДЕНИЕ двигатели. В свою очередь, наиболее ответственной, пружины форсунки и нагнетательного клапана сложной и дорогостоящей частью дизельного дви- (иногда поломка пружины), износа сопрягаемых гателя является топливная аппаратура высокого опорных поверхностей регулировочного винта, пру давления (ТАВД). Надежность её работы во многом жины, ее тарелок и штанги. Немаловажное значение определяет работоспособность двигателя и всей в связи с этим имеют шероховатость, геометричес машины в целом. Конструктивной особенностью топ- кая форма и твердость сопрягаемых поверхностей, ливной аппаратуры дизелей является наличие преци- а также качество изготовления пружины (особенно зионных пар трения, механических упругих узлов, ее нерабочих витков).

прецизионных и других типов уплотняющих и по- В последние годы разработано большое количе движных узлов. От изменений, возникающих в этих ство различных методов контроля технического деталях при эксплуатации, зависят и изменения вы- состояния ТАВД. Однако большинство методов ходных параметров топливоподачи. определения технического состояния элементов ОМСКИЙ НАУЧНЫЙ ВЕСТНИК № 1 (107) Рис. 1. Стенд для проверки технического состояния элементов топливного насоса высокого давления топливной аппаратуры как правило, требуют времен- тем дополнительного введения в неё коэффициента ной остановки машины для демонтажа и частичной жесткости пружины нагнетательного клапана и разборки узла или агрегата, а любая разборочно- форсунки, характеризующего зависимость измене сборочная операция, даже если деталь не ремонти- ния давления впрыска в зависимости от степени руется, снижает срок службы узла до 15–20 % [1]. ослабления данных пружин.

Предлагаемая методика позволит проводить Экспериментальное исследование, регистрация диагностирование элементов топливной системы процессов и характеристик топливоподачи произво дизеля безразборным методом до наступления не- дилась с помощью стенда для испытания и регулиро исправности или отказа. вания топливной аппаратуры дизельных двигателей Целью работы является исследование основных марки Mirkoz производства Венгрии, со смонтиро диагностических параметров топливной аппаратуры ванным на нем топливным насосом высокого давле дизеля, уточнение математической модели процесса ния дизеля КамАЗ-740, комплектом трубопроводов топливоподачи и разработка методики автоматизи- высокого давления и эталонных форсунок (рис. 1).

рованного контроля технического состояния ТАВД Результат достигается определением техничес дизеля на примере двигателя КамАЗ-740. кого состояния топливной системы дизельного Математическое моделирование параметров топ- двигателя путем определения параметров изменения ливоподачи проводилось с помощью системы урав- давления топлива в нагнетательной магистрали.

нений Жуковского, описывающих процессы при В процессе впрыска топлива исследуемой системы гидроударе, решенной профессором И. В. Астаховым сравнивают параметры впрыска с эталонными по [2], применительно к топливной системе дизельного казателями, при этом параметры изменения давления двигателя: топлива в нагнетательной магистрали определяют по величине импульсов давления в линии нагнетания P = Po+ F ( t x ) W ( t Lx ) одновременно единым для всех исследуемых эле a a (1), ментов регистрационным устройством [3].

Lx a C = [ F ( t a ) + W ( t a ) ] x Оборудование для диагностирования топливной E аппаратуры работает следующим образом.

где Р, С — давление и скорость топлива в какой- При диагностировании ТНВД непосредственно либо точке топливопровода, отстоящей от топлив- на двигателе, необходимо отсоединить трубку высо ного насоса на расстояние х в момент времени t;

кого давления от штуцера ТНВД поочередно к каж Ро — остаточное давление в топливопроводе;

дой из них подсоединить переходник с датчиком вы МАШИНОСТРОЕНИЕ И МАШИНОВЕДЕНИЕ а — скорость звука в нагнетательном топливопро- сокого давления, соединенным с аналогово-цифро воде;

вым преобразователем, который в свою очередь со Е — модуль упругости топлива;

единен с ПЭВМ и согласован с ней с помощью ком L — длина топливопровода до распылителя фор- пьютерной программы написанной в языке програм сунки;

мирования Си+ (рис. 2).

F — импульс потенциальной энергии, характеризу- Износное состояние нагнетательного клапана емый давлением, созданным насосом и непрерывным ТНВД проверяют по изменению величины давления, потоком, идущим от насоса к форсунке;

при котором начинается его открытие.

W — импульс потенциальной энергии, характеризу- Информация в виде импульсов подается на ана емый давлением, отраженным от форсунки. логово-цифровой преобразователь устройства и Для проведения предварительных расчетов суще- ПЭВМ с соответствующим программным обеспече 90 ствующая математическая модель была уточнена пу- нием. Сравнение характеристик давления топлива ОМСКИЙ НАУЧНЫЙ ВЕСТНИК № 1 (107) Рис. 2. Автоматизированная система регистрации процессов топливоподачи выполняется после завершения каждого цикла, что ния, исследовать возникающие изменения в рабочем позволяет определить линию топливоподачи, име- процессе.

ющую отклонение показателей от заданных значе- 2. В результате проведения вычислительного экс ний для конкретного цилиндра. Путем наложения перимента на базе математической модели впрыс характеристик находят отклонение от среднего (за- кивания топлива в цилиндры дизельного двигателя, данного) давления. Сравнение формы полученной определены диагностические параметры в виде функ характеристики с эталонной позволяет сделать вывод ции колебания давления в нагнетательном трубо о конкретной причине неисправности. проводе.



Pages:   || 2 | 3 | 4 |
 





 
© 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.