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 |
-- [ Страница 1 ] --

XXIV сессия Российского акустического общества, Сессия Научного совета по акустике РАН

Содержание

Акустические измерения и стандартизация

УДК 534.6

К.Д. Морозов

ФАЗОВЫЙ КАЛИБРАТОР МИКРОФОННОГО ТРАКТА

Учреждение Российской академии наук Институт машиноведения им. А.А.Благонравова РАН 101990,Москва, М. Харитоньевский пер.,4 Тел.:(499) 135-8120;

E-mail:morozov@imash.ac.ru В ряде задач при исследовании акустических полей давления требуется точное измерение фазы. В связи с этим возникает необходимость фазовой калибровки микрофонных измерительных трактов. В работе предложено и создано устройство, позволяющее определять фазу между измеряемым давлением и электрическим сигналом на выходе микрофонного тракта.

Устройство представляет собой малый цилиндрический объем с тонкой гибкой стенкой, возбуждаемой электродинамическим вибратором и на которой пьезоакселерометром измеряется ускорение. Показано, что в довольно широком диапазоне частот ускорение стенки и давление в объеме синфазны, так что при измерении фазы давление может быть заменено ускорением, измерение которого проще. Приводятся характеристики и конструкция фазового калибратора и некоторые результаты его практического применения.

1. Многие акустические эксперименты связаны с измерением импедансов [1].

В силу комплексного характера акустического импеданса требуется оценка сдвига фаз между скоростью реакции исследуемых поверхностей и давлением акустического поля. До недавнего времени этой проблеме не уделялось должного внимания. Поэтому в настоящей работе для калибровки фазы микрофонного тракта, т. е. для измерения фазы между измеряемым давлением и выходным электрическим сигналом микрофонного тракта, предложено следующее устройство(рис.1).

МЕТАЛЛИЧЕСКИЙ КОРПУС ВИБРАТОР АКСЕЛЕРОМЕТР D МИКРОФОН СТРУНА 0, Рис. 1.Фазовый калибратор микрофонного тракта Акустическое поле в небольшом цилиндрическом объеме диаметром D=60мм и длинойL=60ммс толстыми твердыми стенками толщинойh=5мм, изготовленном из сплава АМg6, с объемом V0=D2··L/4=1,7·10-4 м3 и площадью сечения S = 2,8·10-3м2возбуждается электродинамическим вибратором через сравнительно тонкую торцовую стенку (0,8мм). На низких частотах (ниже первой собственной частоты объема)поле будет однородным и его давление должно быть в фазе с ускорением стенки, измеряемым пьезоакселерометром. Поэтому прямое измерение фазы между давлением и ускорением даст разность фаз микрофонного тракта и тракта акселерометра. Схема экспериментальной установки изображена на рис.2.

ГЕНЕРАТОР ФАЗОМЕТР УСИЛИТЕЛЬ МИКРОФОННЫЙ ОСЦИЛЛОГРАФ УСИЛИТЕЛЬ ЗАРЯДА УСИЛИТЕЛЬ МОЩНОСТИ ДАТЧИК ЭЛЕКТРО КАЛИБРАТОР СТРУНА ДИНАМИЧЕСКИЙ МИКРОФОН ФАЗЫ ВИБРАТОР КРЕПЕЖНОЕ ОСНОВАНИЕ Рис. 2.Схема экспериментальной установки для испытания калибратора Действительно, по закону Бойля-Мариотта имеем:

(P0+р)·(V0 +v) =P0·v0 или p= P0·v/V0 = (P0·S/V0) ·w,(1) XXIV сессия Российского акустического общества, Сессия Научного совета по акустике РАН Содержание Акустические измерения и стандартизация здесь Р0— атмосферное давление,р— акустическое давление,S — площадь сечения цилиндра,w—среднее смещение торцовой пластинки.

Так как ускорение пластинки равно = – 2 wто p= P0·S/V0· = 4· 104 · /f2,(2) гдеf– частота в Гц.

Отсюда видно, что акустическое давление в объеме находится в фазе с ускорением торцовой пластинки. При этом при смещении равном 1 микрону, давление в объеме составляетр = 1,6[Па] = 98[дБ].

При этом на 500 [Гц] ускорение равно 10[м/с 2.

При исследовании фаз существенную роль играют также потери энергии. Ниже приводится уточнение формул (1) и (2),связывающих давление в объеме цилиндра с ускорением торцовой стенки, учитывающее влияние демпфирования и неоднородности акустического поля в объеме.

2. Поле давления в объеме Т.к. низшая частота поперечного (по радиусу) собственного движения близка к 7 кГц,то на низких частотах при возбуждении торцовой пластинкой в объеме имеют место в основном продольные колебания воздуха в объеме, однородные по радиусу. Поэтому поле давления в объеме описывается формулой p(x,t) = (t) /к cos(kx)/sin(kL). (3) Формула (3) получается из общего решения волнового уравнения р(x)=a1cos(kx)+a2sin(kx) при наложении граничных условий: р/х = 0 при х=0 ир/х = - (t) при х=L.

Волновое число здесь является комплексным:к= к0 (1 + ) = (/с)(1 + ), где c-скорость звука в воздухе, – коэффициент потерь в объеме. Поэтому давление при х= 0, измеряемое микрофоном, равно p(0, t) = ·L· 1/(кL)·sin(kL), (4) где kL = k0L(1+) = f·1,1·10-3 (1+). Из-за наличия в объеме потерь ( 0) давление оказывается сдвинутым по фазе по отношению к ускорению. На рис. 3 представлен график зависимости этой фазы от частоты для разных значений коэффициента потерь. В соответствии с (4),фазовый сдвиг считался по формуле: p = angle(p (0, t)/ L) = angle (1/(kL) sin(kL)). Из графика видно, что сдвиг по фазе между давлением и ускорением зависит от потерь, возрастая с их увеличением, и слабо зависит от частоты.

- eta=0. eta=0. eta=0. Pressure/accel. phase, degree - - - - - 0 100 200 300 400 500 600 700 800 900 Frequency, Hz Рис.3. Расчетный сдвиг фаз по частоте между давлением в цилиндре и ускорением его стенки в зависимости от коэффициента потерь Для малых потерь ( = 0,01) сдвиг фаз составлял приблизительно (10).При увеличении потерь до = 0,05с двиг по фазе также возрастал до ( 60), при коэффициенте потерь = 0,1 фазовый сдвиг составляет ( 110).

3. Погрешности электронной схемы измерения XXIV сессия Российского акустического общества, Сессия Научного совета по акустике РАН Содержание Акустические измерения и стандартизация В определение фазы между давлением и ускорением кроме потерь в объеме цилиндра некоторые погрешности вносятся электронной измерительной аппаратурой.В собранной установке цепь измерения ускорения торцовой стенки цилиндра состояла из пьезоакселерометра компрессионного типа 4344 Брюль и Къер и предусилителя 2650 той же фирмы. Сдвиг фазы для пьезоакселерометра компрессионного типа определяется демпфированием пружинно-массовой системы пьезоакселерометра и близок к нулю[2] = arctg(2 · ( /n ) /1- ( /n)2 ), где —коэффициент демпфирования, значение которого 1, —частота возбуждения, n– собственная частота пьезоакселерометра (для типа 4344 fn = 50 кГц).

В диапазоне (100—1000) Гц сдвиг фазы не превышает 0,50. У предусилителя 2650 в диапазоне от 0,3Гц до 1000Гц сдвиг по фазе не превышает (1 – 2)0.

Звуковое давление измерялось полудюймовым конденсаторным микрофоном 4134 с предусилителем фирмы Брюль и Къер. Фазовый сдвиг микрофона на частоте 100Гц около 10, на частоте 500Гц –0,20.

Фаза между звуковым давлением и ускорением оценивалась измерителем разности фаз 2971фирмы Брюль и Къер. Его погрешность не превышала десятые доли градуса.В результате, суммарная погрешность измерения фазы в электронных цепях измерения ускорения и звукового давления в диапазоне частот от 100Гц до 1000Гц не превышала (1-3)0.

Таким образом, можно сделать вывод, что суммарная погрешность в измерении фазового сдвига в тракте давление-ускорение определяется потерями в объеме цилиндра и фазовыми погрешностями в электронных цепях и не превышает нескольких градусов.

На рис.4 приводится экспериментально полученная зависимость фазы между ускорением торцовой стенки цилиндра и микрофонным трактом в диапазоне частот от 150 Гц до 900Гц.

3. Pressure/accel. phase, degree 2. 1. 0. 0 100 200 300 400 500 600 700 800 Frequency, Hz Рис.4. Экспериментально полученная фаза микрофонного тракта.

Некоторая неравномерность полученных результатов в области частот 150-250Гц и 800-900Гц определяется нелинейными искажениями сигналов в цепи вибратор-спица-цилиндр, что приводит к дополнительной погрешности фазометра, предназначенного для измерения сдвига фаз между синусоидальными сигналами.

Описанное устройство использовано для калибровки фазы микрофонных трактов в эксперименте [1].

Работа выполнена при поддержке РФФИ 09-02-01217-а.

ЛИТЕРАТУРА Бобровницкий Ю.И.,Морозов К.Д., Томилина Т.М. и др. Экспериментальное исследованиеимпедансного решения задачи 1.

об акустическомстелсе. /В настоящем сборнике.

2. Accelerometers. InstructionandApplication. Brel&Kjr.Dk-2850 NRUM, DENMARK. 1975.

XXIV сессия Российского акустического общества, Сессия Научного совета по акустике РАН Содержание Акустические измерения и стандартизация УДК 534. Т.М.Томилина, А.С.Гребенников УДАРНЫЕ ИСПЫТАНИЯ КОСМИЧЕСКИХ ПРИБОРОВ ПО ЗАДАННОМУ СПЕКТРУ ОТКЛИКА УРАН «Институт машиноведения им. А.А.Благонравова»

Россия, 101990 Москва, М. Харитоньевский пер., Тел.: (499) 135-8070;

Факс: (495) 135- E-mail: tatiana@imash.ac.ru В работе рассматриваются методы испытаний высокоточных космических приборов на импульсное воздействие. Дается сравнительный анализ российских и международных требований на условия ударных испытаний при заданном импульсном воздействии или ударном спектре отклика. Представляются программные средства для цифровой записи и обработки измерений. Приводятся результаты испытаний ядерно-физических приборов, установленных на космических аппаратах.

До недавнего времени для определения ударных свойств конструкции при проектировании или тестировании готового изделия использовался подход, основанный на импульсном воздействии с определенными параметрами. При испытаниях объект устанавливался на стол ударного стенда и «падал»

с определенной высоты на подставку определенной жесткости. Стенд калибровался таким образом, чтобы это падение соответствовало определенному импульсному воздействию. Ударное воздействие моделировалось импульсом простой формы: полсинуса, прямоугольная, треугольная (рис.1), который характеризуется двумя параметрами – длительностью и максимальной амплитудой ускорения a(t)max.

амплитуда импульса.

длительность импульса Рис. 1. Формы ударного импульса В последнее время в международной практике для анализа ударных свойств объекта стал использоваться другой подход - импульсное возбуждение сопровождается анализом по определенной математической процедуре, которая представляет отклики бесконечного числа «масса на пружине» резонаторов с одной степенью свободы, специально настроенных (условная модель показана на рис.2а). Построенный таким образом ударный спектр носит название спектра ударного отклика SRS. Эта модель стала предпочтительной для характеристики удара, так как в рамках такой модели каждый удар имеет свой индивидуальный профиль. В настоящее время характеристика SRS используется не только для анализа ударного воздействия на конструкцию, но и нормируется при разработке и тестировании новых изделий, в том числе космического назначения.

а) б) в) Рис. 2. Спектр ударного отклика SRS: по требованиям и рассчитанный для нормативного импульсного воздействия.

Если в первом случае при испытаниях требуется обеспечить определенное импульсное воздействие на объект, то во втором – подобрать такое воздействие, которое давало бы заданный спектр ударного отклика в определенных местах конструкции, например в местах ее крепления.

XXIV сессия Российского акустического общества, Сессия Научного совета по акустике РАН Содержание Акустические измерения и стандартизация Для космических объектов характерен кратковременный ударный импульс с высокой амплитудой (40g, мс), по своему временному профилю близкий к воздействию взрыва. При этом реальный взрыв не используются при проведении испытаний.

а) б) Рис. 3. Требования по SRS: европейский проект Бепи Коломбо (а) и американский проект MSL (б) Исследования показали, что нормативное импульсное возбуждение космических конструкций (рис.2в) не обеспечивает заданный ударный спектр отклика SRS (рис.2.б, рис.3) в широком диапазоне частот.

Характерный вид спектра SRS для стандартного импульсного возбуждения приведен на рис. 3.

На рис. 4 приведены сравнительные графики ударных спектров SRS, рассчитанных для стандартных импульсных возбуждений, и заданных SRS по требованиям ударных испытаний приборов ДАН и ЛЕНД а) б) в) Рис. 4. а) SRS временного сигнала с формой полсинуса и параметрами: Amax=40g, =2 мс б) SRS временного сигнала с формой полсинуса (40g, 2 мс) и заданные требования SRS для прибора ДАН c max значением для горизонтального участка SRS=2000g и наклоном в низкочастотной области 10dB на октаву (----) в) SRS временного сигнала с формой полсинуса (300g, 0.7 мс) и заданные требования SRS для прибора ЛЕНД c max значением для горизонтального участка SRS=700g и наклоном в низкочастотной области 6dB на октаву (---) Видно, что импульсное воздействие с нормативными параметрами не моделирует заданную зависимость ударного спектра от частоты.

Было установлено, что величина SRS в диапазоне частот выше 100 Гц определяется максимальной амплитудой импульсного воздействия, а характерная частота (частота перехода наклонного участка кривой в горизонтальный, частота перегиба) в основном зависит от длительности импульса, в низкочастотном диапазоне наклон кривой до 100 Гц и минимальное значение SRS на частоте 100 Гц определяются формой временного сигнала ускорений (в частности характером его изменений) и является характеристикой ударного стенда. Было показано, что наклон низкочастотного отрезка кривой SRS, который обеспечивается стендами свободного падения, молотковыми стендами и взрывными варьируется между 6 и 12 дБ на октаву. Для получения зависимостей с более высоким наклоном требуются очень специальные устройства. Для исследования использовалась расчетная модель, изложенная в [2] Практически при разработке методики испытаний конструкций приборов использовался такой подход:

Подбирались параметры стенда свободного падения с использованием массового макета прибора, на местах крепления измерялись амплитуды ускорения и получался временной сигнал – зависимость амплитуды ускорения в данной точке от времени (характерный вид сигнала показан на рис. 4а) XXIV сессия Российского акустического общества, Сессия Научного совета по акустике РАН Содержание Акустические измерения и стандартизация Рис. 5 Временной сигнал и соответствующий спектр SRS при натурных испытаниях прибора ЛЕНД.

При испытаниях более точные результаты получаются, если для управления стендом не используется обратная связь, а на первом этапе подбираются параметры стенда с массовым макетом прибора, на втором проводятся измерения и обработка сигнала.

Разработанные компьютерный графический интерфейс (рис.6) и математический анализ выполнены на языке Матлаб, в качестве АЦП использовалась звуковая карта персонального компьютера (для многоканальных измерений плата NI), цифровые приборы (вольтметр, осциллограф) программировались с помощью среды Lab View.

Рис. Графический интерфейс расчетно экспериментального комплекса.

Ударные стенды свободного падения могут эффективно использоваться для ударных испытаний высокоточных космических приборов по заданному спектру отклика SRS. Разработанный программный комплекс показал свою работоспособность и обеспечил достоверные экспериментальные данные. Испытанный с его помощью прибор ЛЕНД был успешно запущен на орбиту Луны на аппарате ЛРО в 2009 году [3].

ЛИТЕРАТУРА 1. Smallwood D.O. An improved recursive formula for calculating shock response spectra// Shock and vibration bulletin, No. 56, Part 1, pp.279-287.

2. Y. Bobrovnitskii and T.Tomilina General model of a structure-born sound source and its application to shock vibration// Proc.

Acoustics2008, Paris.

3. Mitrofanov I.G. et al. Lunar Exploration Neutron Detector for the NASA Lunar Reconnaissance Orbiter// Space Science Review, vol.150, p.183, XXIV сессия Российского акустического общества, Сессия Научного совета по акустике РАН Содержание Акустические измерения и стандартизация УДК 534.222. Н.В.Смагин, Л.М.Крутянский, А.П.Брысев, Ф.В.Бункин МЕТОД ИЗМЕРЕНИЯ КОЭФФИЦИЕНТА АКУСТИЧЕСКОГО ПОГЛОЩЕНИЯ В НЕОДНОРОДНЫХ СРЕДАХ С ИСПОЛЬЗОВАНИЕМ ОВФ УЛЬТРАЗВУКА Научный центр волновых исследований Института общей физики им. А.М.Прохорова РАН Россия, 119991, Москва, ул. Вавилова, д. Тел., факс: (499) 503-8757;

E-mail: nikolay.smagin@gmail.ru Предложен новый метод измерения коэффициента акустического поглощения, представляющий собой модификацию стандартного эхо-импульсного метода сравнения с эталоном. Отличие заключается в том, что в рассматриваемом случае акустическое зеркало заменяется параметрической системой обращения волнового фронта (ОВФ) ультразвука.

При измерении акустического поглощения неоднородных сред указанным стандартным методом возникает завышение получаемых результатов, вызванное искажениями зондирующего пучка в исследуемых образцах. Показано, что эффект ОВФ позволяет практически полностью компенсировать фазовые искажения зондирующего пучка и получить достоверные данные об акустическом поглощении в среде. Рассеяние звука может быть восстановлено только частично, однако и в этом случае удаётся получить более достоверную верхнюю оценку величины поглощения.

Введение Данные об акустическом поглощении различных тканей играют важную роль в биомедицинских приложениях, т. к. эта величина оказывает влияние на формирование акустических изображений, позволяет диагностировать различные патологии и определяет степень терапевтического воздействия ультразвука [1]. В однородной среде измеряемая величина акустического затухания определяется исключительно поглощением звука, однако в средах с различными геометрическими и структурными неоднородностями наблюдаются существенные искажения зондирующего звукового пучка, что приводит к появлению расхождений между результатами измерений затухания и действительной величиной поглощения звука. Выделяются два основных механизма воздействия неоднородностей среды на распространяющиеся в ней звуковые пучки. К первому из них относятся фазовые искажения волнового фронта, возникающие при прохождении неровной лицевой поверхности образца или распространении через слои с различающимися скоростями звука. Подобные воздействия приводят к так называемому эффекту фазовой компенсации зарядов на пьезоприёмнике [1] и завышению результатов измерений [2]. Ко второму механизму относится рассеяние на неоднородных включениях сплошной среды.

Среди опубликованных данных по измерениям коэффициента акустического поглощения в биологических тканях наблюдается существенный разброс [1, 3]. Он может обуславливаться не только непосредственными различиями тканей, условий их подготовки и применяемых методик измерения, но и неоднородностью исследуемых образцов [1]. Таким образом, до настоящего времени разработка новых методов достоверного измерения поглощения биологических тканей является актуальной задачей.

Метод измерения и экспериментальная установка Известно, что для компенсации фазовых искажений и рассеяния звуковых пучков может применяться эффект Усилитель Генератор мощности акустического ОВФ, реализуемый в магнитострикционной импульсов накачки керамике [4] Подобные системы применимы для работы в жидкостях и твёрдых телах в актуальном для z биомедицинских приложений частотном диапазоне 1 – 30 МГц [5]. В предлагаемом подходе ОВФ-система O y устанавливается вместо акустического зеркала в стандартной Осциллограф x установке по измерению поглощения звука методом сравнения с эталоном (рис. 1). Образец Все приводимые ниже результаты измерений получены как с использованием отражающего зеркала размером 100 100 мм, так и ОВФ-зеркала с круговой Акустическое апертурой 36 мм. В качестве эталонной среды зеркало использовалась дистиллированная вода температурой 21°С. Преобразователь Образцы закреплялись на позиционирующей системе Velmex Система ОВФ BiSlide и помещались между приёмо-передающим Ёмкость с водой пьезопреобразователем Panametrix V307-SU (диаметр – Рис. 1. Экспериментальная установка XXIV сессия Российского акустического общества, Сессия Научного совета по акустике РАН Содержание Акустические измерения и стандартизация 25 мм, центральная частота – 5 МГц) и отражающим либо обращающим волновой фронт зеркалом.

Генератор Tektronix AFG3102 использовался для создания возбуждающих электрических импульсов частотой 5 МГц, длительностью 5 мкс, периодом повторения 100 мс и амплитудой 4 В, которая обеспечивала линейный режим распространения излучаемых пучков. Система ОВФ работала также в линейном режиме [5]. Обратный сигнал принимался преобразователем и поступал на вход осциллографа Tektronix DPO 4032, с помощью которого проводились измерения его амплитуды.

Величина акустического поглощения рассчитывается как:

1 Uw s = T + w, (1) ln 2L U s где Us, Uw – амплитуды принимаемого сигнала при введённом образце и без него, L – толщина образца, Т – коэффициент двукратного прохождения плоской волны через две границы вода–образец.

T = 4ZwZs/(Zw + Zs)2, Zi = ici – акустический импеданс среды i, индексы s и w обозначают образец и воду соответственно. При расчётах использовались следующие значения плотности, скорости звука, а также поглощения в эталонной среде на данной частоте: w = 998 кг/м3, сw = 1482 м/с, w = 0.55 м1. Оба рассматриваемых метода продемонстрировали сопоставимую погрешность измерений в 10 % для значений s, превосходящих 7 м1;

при приближении измеряемой величины к w погрешность увеличивалась и достигала 70 % для s = 1 м1.

Тестовые образцы и контрольные измерения Измерения проводились в тестовых образцах из пищевого желатина и биологических тканях.

Желатиновые образцы отливались в кольцевых пластиковых оправах толщиной 25 мм и диаметром основания 46 мм. Всего было использовано 4 типа образцов: однородные с плоскопараллельными границами, однородные со случайными неровностями поверхности, однородные с цилиндрическими выемками одинаковой глубины и плоскопараллельные образцы с включениями воздушных пузырьков.

Для предотвращения разрушения при контакте с водой желатиновых образцов низких концентраций открытые стороны оправ затягивались полиэтиленовой плёнкой толщиной 7 мкм, не оказывавшей влияния на прохождение звуковых волн.

Пузырьковосодержащие образцы получались путём активного перемешивания 20 % желатинового раствора во время застывания. Радиусы пузырьков находись в диапазоне 0.05–1 мм, таким образом, использовавшаяся в экспериментах рабочая частота в 5 МГц находилась существенно выше пузырьковых резонансных мод в водоподобной желатиновой среде.

Образцы биологических тканей отбирались из мышечных тканей свиньи, хранившихся 24 часа post mortem при температуре 4°С. Мышцы обрезались так, чтобы они могли плотно размещаться в тех же оправах, что и желатиновые образцы. Открытые стороны оправ затягивались той же полиэтиленовой плёнкой, что использовалась при исследованиях желатиновых образцов низких концентраций. Все пустоты в измерительной кювете заполнялись водой с целью предотвращения присутствия воздуха.

Мышечные волокна были ориентированы параллельно направлению распространению звука.

Работоспособность метода была подтверждена серией сравнительных экспериментов на плоскопараллельных однородных образцах с различными весовыми концентрациями желатина (1–25 %).

Было отмечено полное совпадение полученных данных в пределах точности эксперимента.

Измерения поглощения в фазоискажающих средах Плоскопараллельные образцы могут быть сравнительно легко получены из твёрдых тел и жидкостей, однако для биологических тканей во многих случаях это является затруднительным [1]. При незначительном различии в импедансах эталонной среды и образца неровность последнего приводит преимущественно к фазовым искажениям проходящего звукового пучка. Принимая во внимание, что импедансы воды и геля с 20 % весовой долей желатина различаются только на 7.5 %, использовавшиеся образцы представляли собой подходящие фазовоискажающие объекты.

В первом эксперименте использовался образец с 10 % весовой долей желатина, имевший на одной из своих поверхностей выступы и выемки средней шириной 3 мм и высотой 1 – 3 мм. Целью исследования являлось наблюдение влияния случайных неровностей на распределение результатов измерений поглощения в поперечной плоскости образца. Образец перемещался при помощи позиционирующей системы перпендикулярно направлению распространения звука (вдоль оси у, рис. 1). Результаты измерений представлены на рис. 4. Как и ожидалось, полученные стандартным методом величины поглощения s в значительной степени зависят от положения образца при сканировании и превосходят поглощение в однородном геле (10% = 6.2 м1). Средняя величина поглощения составила 13.5 м1 при стандартном отклонении 3.3 м1. При измерениях с ОВФ величина поглощения в значительно меньшей XXIV сессия Российского акустического общества, Сессия Научного совета по акустике РАН Содержание Акустические измерения и стандартизация степени зависит от поперечной координаты;

средняя величина составила 7.7 м1 при стандартном отклонении 0.99 м1. Некоторое завышение результатов по сравнению с однородной средой может быть объяснено неидеальностью преобразования ОВФ, а также нестабильностью физических свойств желатиновых образцов во времени.

В следующей серии экспериментов исследовалось влияние размеров поверхностных неоднородностей на результаты измерений. Как было показано ранее [6], одноразмерные цилиндрические углубления могут вызывать сильные аберрации падающего акустического поля. В опытах использовались 3 образца с 20 % концентрацией желатина, имевшие концентрически распределённые выемки диаметром 3 мм и глубиной 1, 2 и 4 мм. На частоте 5 МГц такие углубления создают фазовый сдвиг в 49, 98 и 196° соответственно. Таким образом, максимальный фазовый сдвиг был близок к 180°, что соответствует наибольшей степени искажающего воздействия поверхностных неровностей [6].

(м1) 24 (м1) (м1) 2 3 s стандартный метод метод с ОВФ /4 /2 n(%) 3/ y, 4h 0 0,5 1 1,5 -10 -5 0 5 10 0 1 2 Рис. 2. Зависимость измеряемой Рис. 3. Зависимость измеряемой Рис. 4. Зависимость поглощения величины поглощения от величины поглощения от от объёмной концентрации поперечной координаты глубины неровностей пузырьковых включений поверхности Результаты измерений стандартным методом также были смоделированы при помощи вычисления интеграла Рэлея в упрощённом осесимметричном приближении задачи. Кривая 1 на рис. 5 отображает результаты вычислений: при нулевой глубине выемок поглощение соответствует таковому в однородной среде, с ростом глубины поглощение растёт и достигает максимума при вносимом фазовом сдвиге, после чего наблюдается спад.

Кривая 2 на рис. 2 отображает результаты измерений стандартным методом: при максимальной глубине выемок величина поглощения более чем на 200 % превосходит своё первоначальное значение.

Общий ход кривой качественно согласуется с расчётными данными. Как и в предыдущем случае метод с ОВФ (кривая 3) демонстрирует слабую чувствительность к фазовым искажениям: даже при значениях вносимого фазового сдвига, близких к, измеряемая величина увеличивается незначительно и остаётся в одних пределах измерительной ошибки с исходным поглощением в плоскопараллельном образце.

Измерения поглощения в образцах, содержащих воздушные пузырьки Влияние эффекта рассеяния на результаты измерений было исследовано при помощи 4-х образцов с 0.5, 1, 1.5 и 2 % объёмными долями воздушных пузырьков. Предполагается, что рассеяние преобладает над прочими механизмами потерь в случае, если плотности сплошной среды и включений различаются в несколько раз и когда между радиусами включений R и длиной волны звука соблюдается соотношение 0.05 R 50 [7]. Использовавшиеся в экспериментах пузырьки удовлетворяли данным условиям.

Уже в классических работах [8, 9] было показано, что затухание в средах, содержащих небольшие количества мелких включений, линейно зависит от концентрации последних. Определённая по стандартному методу зависимость затухания от объёмной концентрации пузырьков (рис. 6) близка к линейной, что качественно согласуется с теоретическими предсказаниями. Детальный численный расчёт затухания не производился, т. к. в условиях экспериментов оказалось затруднительным получить данные о распределении размеров пузырьков.

XXIV сессия Российского акустического общества, Сессия Научного совета по акустике РАН Содержание Акустические измерения и стандартизация Результаты метода с ОВФ менее чувствительны к повышению концентрации рассеивателей, тем не менее, полной компенсации рассеяния достигнуть не удалось. Одна из причин – это ограниченность апертуры устройства ОВФ, не позволяющая обратить фронт всех рассеянных компонент поля.

Дополнительный вклад в завышение величины поглощения также может быть обусловлен увеличением длины распространения акустического луча при множественных отражениях от пузырьков.

Измерения поглощения в биологических образцах in vitro В данном разделе приводятся результаты измерений поглощения в двух образцах мышечной ткани свиньи, которые в биоакустических исследованиях часто используются в качестве заменителей тканей человека. Первый образец представлял собой чистый мышечный срез с минимальным содержанием других видов тканей (рис. 5а). Второй образец был отобран рядом с первым, но дополнительно содержал прослойку жира (рис. 5б). В качестве опорных данных использовались результаты измерений in vitro в различных тканях свиньи, приведённые в работе [10]. Для частоты 5 МГц диапазон полученных значений поглощения в мышцах лежал в пределах 31–89 м1 со средней величиной 58 м1. Измеренные нами значения скорости звука и плотности для однородного образца составили cm = 1592 м/с и m = 1131 кг/м соответственно. Согласно [10] скорость звука в жировых тканях существенно ниже и находится в пределах 1430–1500 м/с, в время как затухание в жире выше и для частоты 5 МГц находится в пределах 91–156 м1.

а) б) Рис. 5. Тестовые образцы из мышечной ткани свиньи: а – однородный образец;

б – неоднородный образец.

ъ Измерения поглощения в первом образце дали совпадающий результат в 31 м1 при использовании обоих методов. Данное значение находится на нижней границе приведённого выше диапазона. Для второго образца измерения стандартным методом показали значение затухания в 52 м1, в то время как метод с ОВФ дал близкое к исходному значение в 35 м1. Дополнительное завышение величины поглощения стандартным методом обусловлено фазовыми искажениями зондирующего пучка, увеличение поглощения, зафиксированное методом с ОВФ, вероятнее всего связано с возросшими энергетическими потерями звука в жировой ткани.

Заключение В работе продемонстрирована работоспособность нового метода измерения коэффициента акустического поглощения при помощи обращённых акустических волн. Для фазоискажающих объектов, обладающих участками с различающимися скоростями звука или неровностями лицевой поверхности, предлагаемый метод позволяет восстанавливать исходное распределение акустического поля и получать достоверные значения коэффициента поглощения звука. В случае рассеивающих неоднородностей метод с ОВФ позволяет частично компенсировать эффект рассеяния поля и получать более достоверную верхнюю оценку поглощения.

ЛИТЕРАТУРА Бэмбер Дж., Дикинсон Р., Эккерсли Р. и др. Ультразвук в медицине. Физические основы применения. под. ред. Дж.

4.

Бэмбера. M.: Физматлит. – 2008. – 542 с.

5. Marcus P. W., Carstensen E. L. Problems with absorption measurements of inhomogeneous solids // J. Acoust. Soc. Am. – 1975. – Vol. 58. – P. 1334–1335.

6. Chivers R. C., Parry R. J. Ultrasonic velocity and attenuation of mammalian tissues // J. Acoust. Soc. Am. – 1978. – Vol. 63. – P. 940 –953.

Брысев А. П., Крутянский Л. М., Преображенский В. Л. Обращение волнового фронта ультразвуковых пучков // УФН.

7.

– 1998. – Т. 168. – № 8. – С. 877–890.

Брысев А. П., Бункин Ф. В., Крутянский Л. М., Преображенский В. Л., Пыльнов Ю. В., Стаховский А. Д.

8.

Параметрическое обращение фронта ультразвуковых волн в воде в широком угловом диапазоне // Акуст. журн. – 1997.

– Т. 43. – № 2. – С. 244–247.

Юлдашев П. В., Крутянский Л. М., Хохлова В. А., Брысев А. П., Бункин Ф. В. Искажение поля сфокусированного 9.

ультразвукового пучка конечной амплитуды за случайным фазовым слоем // Акуст. журн. – 2010. – Т. – 56. – № 4. – С.

463–471.

10. Challis R.E., Povey M.J., Mather M.L. and Holmes A.K. Ultrasound techniques for characterizing colloidal dispersions // Rep.

Prog. Phys. – 2005. – Т. 68. – С. 1541–1637.

Рытов С. М., Владимирский В. В., Галанин М. Д. Распространение звука в дисперсных системах // ЖЭТФ. – 1938. – Т. 8.

11.

– № 5. – С.614–621.

Исакович М. А. О распространении звука в эмульсиях // ЖЭТФ. – 1948. – Т. 18. – № 10. – С. 905–912.

12.

13. Koch T., Lakshmanan S., Raum K., Wicke M., Mrlein D. and Brand S. Sound velocity and attenuation of porcine loin muscle, backfat and skin // Proc. of. IFMBE. – 2009. – T. 25. – № 13. – С. 96–99.

XXIV сессия Российского акустического общества, Сессия Научного совета по акустике РАН Содержание Акустические измерения и стандартизация УДК 534. К.В.Курашкин, В.В.Мишакин ОЦЕНКА ОСТАТОЧНЫХ МЕХАНИЧЕСКИХ НАПРЯЖЕНИЙ В СВАРНЫХ СОЕДИНЕНИЯХ АКУСТИЧЕСКИМ МЕТОДОМ Нижегородский филиал Института машиноведения имени А.А. Благонравова РАН Россия, 603024 Н.Новгород, ул. Белинского, Тел.: (831) 432-2159;

Факс: (831) 432-0300;

E-mail: imndt31@mts-nn.ru Проведены акустические исследования элемента трубы магистрального газопровода с продольным и кольцевым сварными швами. Получены распределения коэффициентов Пуассона и параметра акустической анизотропии в направлении, перпендикулярном шву. Анализ результатов измерений коэффициентов Пуассона позволил разделить участки материала, где присутствуют и отсутствуют остаточные сварочные напряжения. Установлено, что в зонах, в которых отсутствуют напряжения, существует прямая зависимость между коэффициентами Пуассона 31 и 32, что связано с особенностями формирования текстуры проката листового сплава, из которого изготовлена труба;

в зонах, в которых присутствуют напряжения, линейная связь между коэффициентами Пуассона 31 и 32 нарушается. Через соотношения акустоупругости были рассчитаны осевые и кольцевые остаточные напряжения вблизи сварных швов.

На сегодня в России несколько десятков тысяч километров нефтепроводов и газопроводов нуждаются в продлении срока безопасной службы. Обеспечение безопасной эксплуатации трубопроводов невозможно без контроля их технического состояния. Актуальной задачей представляется оценка остаточных механических напряжений в сварных соединениях труб, так как известно, что одной из основных причин разрушения трубопроводов является коррозионное растрескивание, вызываемое остаточными сварочными напряжениями.

В настоящее время для определения напряженного состояния металлических конструкций применяются различные методы неразрушающего контроля, среди которых акустический метод выделяется простотой, надежностью, точностью, низкой стоимостью и безопасностью [1]. Однако существующие алгоритмы оценки механических напряжений с помощью ультразвука [2,3] требуют проведения измерений на разгруженном объекте или на образцах, вырезанных из исследуемой конструкции. Проблема безнулевой акустической тензометрии остается открытой.

Применение акустического метода для определения напряженного состояния материала основано на эффекте акустоупругости, который отражает нелинейную связь между напряжениями и деформациями и, как следствие, влияние напряжений на скорости распространения упругих волн. В случае двухосного напряженного состояния зависимости скоростей объемных упругих волн от напряжений описываются уравнениями [4]:

V12 = V01 + d1 1 + d 2 2, V22 = V02 + d 3 1 + d 4 2, V32 = V03 + d 5 1 + d 6 2, (1) где 1 и 2 – главные напряжения, действующие вдоль осей ортотропного материала, V1 и V2 – скорости поперечных волн, поляризованные вдоль осей ортотропного материала, V3 – скорость продольной волны, V0i = Vi (1 = 0;

2 = 0), di – коэффициенты акустоупругости, выражаемые через упругие модули второго и третьего порядков, – плотность материала. Направление распространения объемных упругих волн перпендикулярно направлениям приложенных напряжений.

При одностороннем доступе к объекту контроля, когда неизвестна длина акустического пути, для определения двухосных напряжений удобно использовать относительные величины. Из системы уравнений (1), используя элементарные алгебраические преобразования можно получить следующие выражения для определения напряжений:

1 = K11 J1 + K12 J 2, 2 = K 21 J1 + K 22 J 2, (2) где Kij – коэффициенты, выражаемые через упругие модули второго и третьего порядков, J1 и J2 – измеряемые относительные величины, которые выражаются через скорости или времена распространения упругих волн:

VV tt J1 = 1 03 1 = 3 01 1, V3V01 t1t V2V03 tt 1 = 3 02 1, (3) J2 = V3V02 t 2t где t1 и t2 – времена распространения поперечных волн, t3 – время распространения продольной волны, t0i = ti (1 = 0;

2 = 0).

XXIV сессия Российского акустического общества, Сессия Научного совета по акустике РАН Содержание Акустические измерения и стандартизация В настоящей работе проводились акустические исследования элемента трубы магистрального газопровода. Диаметр трубы – 1420 мм, толщина стенки трубы – 16 мм. Время распространения упругих волн измеряли эхо-импульсным методом с помощью пьезоэлектрических преобразователей продольных и поперечных упругих волн V110 и V156 Panametrics. Диаметр преобразователей – 6 мм, частота – 5 МГц.

Для обеспечения ввода упругих волн в материал поверхность в месте установки преобразователя шлифовалась, обезжиривалась спиртом и смазывалась эпоксидной смолой. Измерения в каждой зоне повторялись 12 раз. Исследования проводились при комнатной температуре. Для получения амплитудно временной диаграммы серии отраженных импульсов использовался цифровой осциллограф PCS Velleman. Полученные данные обрабатывались в программе MathСad. Время распространения упругих волн измеряли между первым и четвертым отраженными импульсами. Относительная погрешность измерения времени распространения поперечных волн составила 0.000.02%, продольных волн – 0.010.04%. Значения параметра акустиче ской анизотропии и коэффициентов Пуассона рассчитывали через времена распространения упругих волн по следующим формулам:

2(V1 V2 ) 2(t 2 t1 ), А= (4) = (V1 + V2 ) (t1 + t2 ) 0,5 (V1 V3 ) 0,5 (t3 t1 ), 2 31 = = 1 (V1 V3 ) 1 (t3 t1 ) 2 0,5 (V2 V3 ) 0,5 (t3 t2 ).

2 32 = (5) = 1 (V2 V3 ) 1 (t3 t2 ) 2 Абсолютные значения погрешностей определения параметра акустической анизотропии и коэффициентов Пуассона не превышали 0.0002 и 0.0003 соответственно.

В результате акустических исследований элемента трубы магистрального газопровода были получены распределения параметра акустической анизотропии (рис. 1) и коэффициентов Пуассона (рис. 2) в направлении, перпендикулярном сварному шву. Зависимости коэффициентов Пуассона и параметра акустической анизотропии от расстояния до сварного шва определяются особенностями формирования текстуры проката листового сплава, из которого изготовлена труба, и влиянием остаточных напряжений.

а) б) Рис. 1. Зависимость параметра акустической анизотропии от расстояния до сварного шва:

а – кольцевой шов, б – продольный шов а) б) Рис. 2. Зависимость коэффициентов Пуассона от расстояния до сварного шва:

а – кольцевой шов, б – продольный шов XXIV сессия Российского акустического общества, Сессия Научного совета по акустике РАН Содержание Акустические измерения и стандартизация На рис. 3 показана связь коэффициентов Пуассона 31 и 32 в материале трубы. В зонах, в которых напряжения отсутствуют, коэффициенты Пуассона линейно связаны (белые точки). Присутствие остаточных сварочных напряжений приводит к отклонению точек {31;

32} от прямой (черные точки).

Анализ полученных результатов показывает, что зона действия остаточных напряжений составляет 14 см в кольцевом шве и 17 см в продольном шве.

а) б) Рис. 3. Взаимосвязь коэффициентов Пуассона в материале трубы:

а – кольцевой шов, б – продольный шов По данным измерений времени распространения упругих волн на ненагруженном участке оценили значения t01/t03 и t02/t03. Значения коэффициентов Kij были вычислены по данным [5] для трубной стали Х70 с параметром акустической анизотропии 5.25%: K11 = 67 ГПа, K12 = 10 ГПа, K21 = 20 ГПа, K22 = 112 ГПа. По формулам (3) и (2) были рассчитаны осевые 1 и кольцевые 2 остаточные сварочные напряжения в кольцевом и продольном швах (рис. 4). Погрешности составили 20 МПа для осевых напряжений и 30 МПа для кольцевых напряжений. Полученные результаты хорошо согласуются с теоретическими данными [6].

а) б) Рис. 4. Распределение остаточных напряжений в элементе трубы:

а – кольцевой шов, б – продольный шов Заключение Предложен способ определения остаточных механических напряжений в сварном соединении в режиме безнулевой акустической тензометрии. Использование предложенного алгоритма позволяет осуществлять оперативный контроль остаточных напряжений в сварном соединении непосредственно на объекте с помощью измерения времени распространения объемных упругих волн.

Способ основывается на разделении нагруженных и ненагруженных участков материала с помощью анализа коэффициентов Пуассона. Установлено, что в зонах, в которых отсутствуют напряжения, имеет место линейная зависимость между коэффициентами Пуассона 31 и 32, что связано с особенностями формирования текстуры проката листового материала;

наличие остаточных напряжений XXIV сессия Российского акустического общества, Сессия Научного совета по акустике РАН Содержание Акустические измерения и стандартизация приводит к отклонению точек {31;

32} от прямой. По времени распространения поперечных и продольных упругих волн на ненагруженном участке конструкции могут быть оценены значения t01/t03 и t02/t03, входящие в выражения для определения напряжений.

Алгоритм был опробован на сварных соединениях в элементе трубы магистрального газопровода.

Исследование коэффициентов Пуассона позволило разделить зоны материала, в которых присутствуют и отсутствуют остаточные напряжения, и оценить величину напряжений в режиме безнулевой акустической тензометрии. Полученные результаты хорошо согласуются с теорией.

ЛИТЕРАТУРА 1. Неразрушающий контроль и диагностика: Справочник / Под ред. Клюева В.В. М.: Машиностроение, 1995. – 488 c.

2. ГОСТ Р 52731-2007. Контроль неразрушающий. Акустический метод контроля механических напряжений. Общие требования. М.: Стандартинформ, 2007.

3. ГОСТ Р 52890-2007. Контроль неразрушающий. Акустический метод контроля напряжений в материале трубопроводов.

Общие требования. М.: Стандартинформ, 2007.

4. Chatellier J.-Y., Touratier M. A new method for determining acoustoelastic constants and plane stresses in textured thin plates // J. Acoust. Soc. Am. 1988. V.83. No.1 P.109–117.

5. Углов А.Л., Ерофеев В.И., Смирнов А.Н. Акустический контроль оборудования при изготовлении и эксплуатации. М.:

Наука, 2009. – 279 c.

6. Винокуров В.А., Григорьянц А.Г. Теория сварочных деформаций и напряжений. М.: Машиностроение, 1984. – 280 c.

УДК 534.222:539. С.В. Казачек1, А.В. Камышев2, Н.Е. Никитина1, ВОЗМОЖНОСТИ МЕТОДА АКУСТОУПРУГОСТИ ДЛЯ ОПРЕДЕЛЕНИЯ НАПРЯЖЕНИЙ В СИЛЬНОАНИЗОТРОПНЫХ ТРУБНЫХ СТАЛЯХ Нижегородский филиал Учреждения Российской Академии наук Института машиноведения им. А.А. Благонравова РАН Россия, 603024 Нижний Новгород, ул. Белинского, Тел.: (831)4322387;

Факс: (831)4320300;

E-mail: wvs-dynamo@mail.ru;

svk_nn@mail.ru ООО Инженерная фирма «ИНКОТЕС»

Россия, 603950 Нижний Новгород, ГСП-76, ул. Бринского, Тел./факс: (831)2962450, 2962414;

E-mail: avk-nn@mail.ru Представлены результаты экспериментальной проверки влияния собственной акустической анизотропии, определяемой анизотропией упругих свойств материала, на величины коэффициентов акустоупругой связи трех типов трубных сталей (17Г1С, 09Г1ФБ и Х70). Исследованные образцы вырезаны из труб большого диаметра вдоль и поперек направления проката (оси трубы). Указанные коэффициенты связывают величины акустических параметров с величинами механических напряжений. В экспериментах использован акустический стенд (на базе серийного прибора И2-26) и автоматизированный прибор ИН-5101А, разработанный фирмой «ИНКОТЕС», реализующие ультразвуковой эхо-метод неразрушающего контроля. Результаты экспериментов показали, что для определения механических напряжений в трубных сталях со значением собственной акустической анизотропии менее 1,5% достаточно провести акустомеханические испытания на образцах, вырезанных вдоль оси трубы (направления проката материала). Для сталей со значением собственной акустической анизотропии более 3% необходимо проводить испытания образцов, вырезанных вдоль и поперек указанного направления. При расчете по результатам прецизионных ультразвуковых измерений напряжений в трубах, изготовленных из сильноанизотропных сталей, следует использовать уточненные алгоритмы, учитывающие разницу величин упругоакустических коэффициентов для напряжений, действующих вдоль и поперек направления проката трубной стали.

Метод акустоупругости обладает определенными преимуществами при определении механических напряжений по отношению к другим методам неразрушающего контроля [1]: высокая проникающая способность ультразвуковых колебаний в упругом теле, благодаря чему возможно измерение усредненных по толщине материала как одноосных, так и двухосных напряжений растяжения сжатия;

возможность снятия/установки датчиков во время проведения технологических работ. Для слабоанизотропных материалов возможно определение напряжений в уже нагруженной конструкции, при неизвестных значениях «начальных» акустических параметров, соответствующих ненапряженному материалу [2].

Механические напряжения в трубопроводах возникают, как правило, при продольном (осевом) изгибе и от действия внутреннего избыточного давления. Изгибные напряжения возникают при монтаже и эксплуатации трубопроводов. Методика, разработанная ООО «Газпром» [3], рекомендует выполнять расчеты напряжений в «балочной» постановке, когда изгибные напряжения могут быть представлены напряжениями растяжения/сжатия (например, верх/низ). К основным факторам, вызывающим изгиб трубопровода, относятся:

XXIV сессия Российского акустического общества, Сессия Научного совета по акустике РАН Содержание Акустические измерения и стандартизация - монтаж «красного стыка» (завершающего сварного стыка при сборке трубопровода, с приложением нагрузки для обеспечения соосности);

- сезонные подвижки грунта, приводящие к проседанию и выпиранию опорных точек трубопровода;

- деформации труб вследствие их расширения (сжатия) при перепадах температуры;

- вес трубопроводов и запорной арматуры;

- ремонтные работы трубопроводов и их опорных конструкций.

Согласно решению Ламе задачи определения напряжений и деформаций в закрытом толстостенном цилиндре внешним радиусом R2 и внутренним R1, нагруженном внутренним давлением p, окружное напряжение будет следующим [4]:

R12 R1.

R t = p (1) (1 + )= p R12 h R2 R Осевое напряжение определяется по формуле:

R12 R z = p p 1. (2) R 2h R Для тонкостенной трубы большого диаметра разница значений осевых и окружных напряжений на внутренней и внешней поверхности невелика и пропорциональна отношению толщины стенки к радиусу трубы, как и величина радиального напряжения. Таким образом, напряженное состояние стенки закрытой с двух сторон тонкостенной трубы под действием внутреннего избыточного давления можно с большой степенью точности считать двухосным, а в области контроля акустическим импульсным методом с прозвучиванием вдоль её толщины - локально плоским. В то же время окружное напряжение будет в гораздо большей степени зависеть от изменения внутреннего давления, чем от изгиба трубопровода.

Если материал трубы можно считать изотропным или напряжения растяжения-сжатия действуют вдоль осей симметрии слабоанизотропного материала, то их величины z и t можно экспериментально определить, используя ультразвуковые волны, распространяющиеся перпендикулярно плоскости действия напряжений [5]:

z = K11 K 2 2, t = K1 2 K 2 1, (3) t3 t 01 t t где 1 = 1, 2 = 3 02 1 - акустические параметры, не зависящие от изменения толщины t t t1 t 03 2 элемента конструкции при деформации;

t1, t 2, t3, t01, t 02, t 03 - времена распространения трех типов волн, а именно, двух сдвиговых, взаимно перпендикулярно поляризованных, и продольной волны, после и до возникновения напряжений;

K1, K 2 - коэффициенты упругоакустической связи (КУАС) материала. Они определяются следующими выражениями:

k1 k3 k 2 k K1 =, K2 =, (4) (k1 k3 ) (k 2 k3 ) (k1 k3 )2 (k 2 k3 ) 2 где k1, k 2, k3 - коэффициенты акустоупругой связи (КАУС), представляющие собой относительное изменение времени распространения сдвиговых волн, поляризованных вдоль и поперек действия нагрузки, а также продольной волны, при изменении приложенного напряжения на 1 МПа [6]. Величины КАУС можно вычислить, используя известные константы упругости второго и третьего порядков, или определить экспериментально.

Наиболее простым вариантом реализации метода акустоупругости является определение разницы главных напряжений в плоскости детали. Здесь достаточно измерить изменения скоростей только сдвиговых волн взаимно перпендикулярной поляризации:

z t = D ( a a0 ), (5) t t t t где D = 1 = K1 + K 2 - коэффициент упругоакустической связи (КУАС);

a = 2 1, a0 = 20 10 k1 k 2 t t параметры акустической анизотропии свойств материала после и до возникновения искомых напряжений.

Здесь представлены результаты экспериментального определения величин КАУС трех типов сталей, на образцах, вырезанных из труб большого диаметра вдоль и поперек направления проката (оси трубы).

XXIV сессия Российского акустического общества, Сессия Научного совета по акустике РАН Содержание Акустические измерения и стандартизация Начальные акустические параметры измерены нами на темплетах размером 300х300мм.

Выполнены прецизионные измерения времен распространения t01, t 02, t 03 трех типов ультразвуковых волн, двух сдвиговых, взаимно перпендикулярно поляризованных, и продольной волны. Измерения проведены в шести точках при условии равного удаления друг от друга и от краев темплетов. Используя результаты измерения времен распространения двух сдвиговых волн t01 и t 02, поляризованных вдоль и поперек оси трубы (направления проката), вычислили величины собственной акустической анизотропии a0 на темплетах следующих трубных сталей:

- почти акустически изотропная сталь 17Г1С, a0 0 (диаметр трубы 1220 мм);

- слабоанизотропная сталь шведской поставки (отечественный аналог 09Г1ФБ) со значением собственной акустической анизотропии a0 = 1,2 - 1,3% (диаметр трубы 1020 мм);

- анизотропная сталь класса прочности Х70, где величина a0 составляет 3,7-4,0% (диаметр трубы мм).

При определении начальных акустических параметров трубных сталей выявлено, что направление оси собственной акустической анизотропии почти всегда совпадает с направлением оси трубы.

В экспериментах для исследования упругоакустических свойств сталей 17Г1С и 09Г1ФБ использован акустический стенд (на базе серийного прибора И2-26), реализующий ультразвуковой эхо метод неразрушающего контроля. Для испытания образцов из стали Х70 использован прибор ИН-5101А, разработанный фирмой «ИНКОТЕС» и предназначенный для определения напряжений в элементах конструкций акустическим методом. Прибор измеряет времена распространения продольных и сдвиговых волн, распространяющихся в направлении, перпендикулярном плоскости действия напряжений, с погрешностью не более 5 нс.

Благодаря встроенным аккумуляторам прибор приспособлен для работы не только в лабораторных, но и в полевых условиях (является автономным средством измерения). Схема акустического тракта реализована аналогично акустическому стенду. Не уступая последнему в точности измерения, прибор ИН-5101А обладает некоторыми удобствами и преимуществами в работе:

- запись в память прибора всей серии (или выборочно) эхо-импульсов;

- измерения в режиме мониторинга, с пошаговой записью в память всех трех каналов измерения времен распространения ультразвуковых волн (двух сдвиговых и продольной);

- автоматический расчет величин механических напряжений по алгоритмам (3) с использованием редактируемой и обновляемой базы КУАС.

При выполнении этой работы нами были использованы следующие нормативные документы, являющиеся хорошим руководством к использованию метода акустоупругости для проведения акустомеханических испытаний: методика выполнения измерений механических напряжений в трубах методом акустоупругости [7], национальные стандарты, регламентирующие общие требования применения акустического метода для контроля механических напряжений [6], в том числе в материале трубопроводов [8].

В процессе механических испытаний образцы подвергали одноосному растяжению при ступенчатых значениях нагрузки на машинах Р-20 и Р-50. Максимальное значение нагрузки не превышало 0,7 от предела текучести материала, для предотвращения возможности возникновения микропластических деформаций материала. Для каждого образца при известных значениях нагрузки выполнено прецизионное измерение времен распространения трех типов волн, распространяющихся перпендикулярно линии действия нагрузки: двух сдвиговых, взаимно перпендикулярно поляризованных, и продольной волны.

Для сталей 17Г1С и 09Г1ФБ со значением a0 1,5% существенной разницы значений КАУС при приложении напряжения вдоль и поперек направления проката (оси трубы) не выявлено. Для стали Х70 со значением a0 3% обнаружена существенная разница этих значений при приложении напряжения вдоль и поперек направления проката (оси трубы). Подобные исследования были проведены и отражены в работе [9], где была обнаружена разница КУАС в зависимости от направления проката в образцах.

На рисунке представлены экспериментальные зависимости времен распространения сдвиговых ультразвуковых волн, поляризованных вдоль линии действия нагрузки, от величины напряжения, для образцов из стали Х70, вырезанных вдоль (а) и поперек (б) оси трубы. Тангенс угла наклона данной зависимости, отнесенный к базовому значению задержки, определяет коэффициент k1, являющийся наиболее чувствительным параметром к изменению напряжений и соответствующий сдвиговой волне, поляризованной вдоль линии приложения нагрузки.

XXIV сессия Российского акустического общества, Сессия Научного совета по акустике РАН Содержание Акустические измерения и стандартизация а) б) Рисунок. Зависимость времен распространения сдвиговых ультразвуковых волн от напряжения:

а) при растяжении вдоль проката;

б) при растяжении поперек проката.

Величина коэффициента k 2 в несколько раз меньше величины k1, его зависимости от направления вырезки образца не замечено. Для коэффициента k3, соответствующего продольной волне, такой зависимости быть не должно, что и подтвердили наши эксперименты. При вычислении значений КУАС их можно взять средними для направлений вдоль и поперек направления проката.

На основе неоднократного проведения нами акустомеханических испытаний различных материалов, а также на основе результатов испытаний, представленных здесь, можно сделать следующие выводы:

- для определения напряжений в трубных сталях со значением собственной акустической анизотропии менее 1,5% достаточно испытания образцов, вырезанных, например, вдоль направления проката материала, и использования формул (3);

- для сталей с величинами a0 более 3% необходимо провести испытания образцов, вырезанных вдоль и поперек направления проката материала, а при расчете напряженного состояния следует использовать алгоритмы, учитывающие разницу величин КУАС для напряжений, действующих вдоль и поперек проката материала [5-8]:

z = K1// 1 K 2 2, t = K1 2 K 21. (6) K1//, K где - коэффициенты упругоакустической связи для напряжений, действующих вдоль и поперек направления проката соответственно:

k1 k3 k 2 k k1// k3 ;

K1 = // ;

K 2 = // K1// =.

(k1 k3 )(k1 k3 ) (k2 k3 ) 2 (k1 k3 )(k1 k3 ) (k2 k3 ) k3 )(k1 k 3 ) ( k 2 k3 ) (k1// Коэффициенты K1//, K1, K 2 вычисляют на основе известных или экспериментально измеренных величин k1//, k1, k2, k3 по технологии, описанной выше, с тем лишь отличием, что для определения k1// необходимы образцы, вырезанные строго вдоль направления проката, а для k1 - поперек. Коэффициент K 2 - поправочный, его значение в несколько раз меньше K1, поэтому его зависимостью от направления приложения нагрузки можно пренебречь ( k2, k3 следует взять средними для направлений вдоль и поперек направления проката).

По результатам наших измерений:

- отличие значений КУАС для сталей 17Г1С и 09Г1ФБ, определенных на образцах, по-разному ориентированных относительно направления проката материала, незначительны, а разница напряжений, вычисленных по формулам (3) и (6), будет невелика и соизмерима с погрешностью метода;

- отличие значений КУАС для трубной стали класса прочности Х70, определенных на образцах, по разному ориентированных относительно направления проката материала, достигает 60-65%, ошибка определения механических напряжений из-за неучета данного факта может составить десятки процентов от величины искомого напряжения.

Доклад подготовлен при финансовой поддержке РФФИ, грант № 10-08-01108.

ЛИТЕРАТУРА 1. Никитина Н.Е., Казачек С.В. Преимущества метода акустоупругости для неразрушающего контроля механических напряжений в деталях машин. // Вестник научно-технического развития: Интернет-журнал. 2010. № 4(32).

XXIV сессия Российского акустического общества, Сессия Научного совета по акустике РАН Содержание Акустические измерения и стандартизация http://www.vntr.ru/ftpgetfile.php?id=408.

2. Акустоупругость как способ измерения механических напряжений / Сб. статей под ред. Н.Е. Никитиной. Н. Новгород:

ТАЛАМ, 2010. 128 с.

3. Методика оценки НДС технологических трубопроводов компрессорных станций. ОАО «Газпром», 2002 г.

4. Работнов Ю.Н. Механика деформируемого твердого тела. М: Наука, 1980. 712 с.

5. Никитина Н.Е. Акустоупругость. Опыт практического применения. Н. Новгород: ТАЛАМ, 2005. 208 с.

6. ГОСТ Р 52731-2007. Контроль неразрушающий. Акустический метод контроля механических напряжений. Общие требования. М.: Стандартинформ, 2007.

7. Трубы стальные для трубопроводов. Методика выполнения измерений механических напряжений методом акустоупругости. - Н. Новгород: ООО «ИНКОТЕС», 2006. 18 с.

8. ГОСТ Р 52890-2007. Контроль неразрушающий. Акустический метод контроля механических напряжений в материале трубопроводов. Общие требования. М.: Стандартинформ, 2007.

9. Алешин Н.П., Углов А.Л., Хлыбов А.А., Прилуцкий М.А. Об особенностях использования акустического метода контроля напряженного состояния трубопроводов из сталей с регулируемой прокаткой // Контроль. Диагностика. 2008. №1. С. 28 30.

УДК 620.179. В.В. Мишакин, А.В. Гончар, В.А. Клюшников, Н.В. Данилова ИССЛЕДОВАНИЕ ВЛИЯНИЯ УСТАЛОСТНОГО РАЗРУШЕНИЯ НА АКУСТИЧЕСКИЕ ПАРАМЕТРЫ КОНСТРУКЦИОННЫХ СТАЛЕЙ 08Х18Н10Т И 15ЮТА Нижегородский филиал Института Машиноведения им. А.А. Благонравова РАН Россия, 603024 г. Н.Новгород, ул. Белинского, д. Тел. (831) 432-2159;

Факс: (831)432-2159;

E-mail: imndt31@mts-nn.ru Представлены результаты исследования акустическим методом контроля состояния сталей, подвергаемых усталостному разрушению. Показано, что при упругопластическом циклическом деформировании стали 08Х18Н10Т до появления макротрещины происходят структурные преобразования: изменения кристаллографической текстуры, накопление рассеянной микроповрежденности и аллотропические изменения, которые влияют на величину коэффициента Пуассона и анизотропию упругих характеристик материала измеряемых акустическим методом. На основании результатов экспериментальных исследований предложен алгоритм оценки поврежденности стали аустенитного класса 08Х18Н10Т. Получено, что интенсивность изменения коэффициента Пуассона на начальном этапе усталостного нагружения имеет высокую корреляционную связь с количеством циклов до разрушения, что позволяет прогнозировать на начальном этапе нагружения число циклов до появления макротрещины.


Цели работы – исследование влияния усталостного разрушения на акустические параметры коррозионно-стойкой стали аустенитного класса 08Х18Н10Т и горячекатаной низколегированной стали 15ЮТА и разработка алгоритма оценки поврежденности на основе акустических измерений.

В качестве основных акустических параметров для проведения исследований были выбраны скорости объемных упругих волн (УВ), распространяющихся перпендикулярно поверхности исследуемых образцов (поперечные и продольные). Для элементов конструкций, имеющих односторонний доступ, целесообразно использовать коэффициенты Пуассона zx, zy (измеренные вдоль и поперек направления проката соответственно), не требующие измерения длины акустического пути (толщины элемента):

V 2 2Vzy 2 Vzz 2Vzx 2 2 zx = = zx2 ;

zy = zz 2 = zy2 zz 2(Vzz Vzx ) 2( zx 2 ) 2(Vzz Vzy ) 2( zy 2 ) zz (1) 2 2 zz zz здесь Vz и z – скорость и время распространения поперечных УВ, поляризованных вдоль ( = x) или поперек ( = y) оси симметрии ортотропного материала, Vzz и zz – соответственно скорость и время распространения продольных УВ.

Другой параметр, величина которого определяется при одностороннем доступе к плоским элементам конструкции или близким к ним, – это параметр акустической анизотропии А [1]:

2(Vzx Vzy ) 2( zy zx ).

A= = (2) zy + zx Vzx + Vzy Параметр акустической анизотропии для материала 15ЮТА, в котором не наблюдаются аллотропические изменения при нагружении, в первую очередь зависит от изменения кристаллографической текстуры [2], в гораздо меньшей степени – от изменения модулей упругости в результате накопления структурных повреждений в материале. Коэффициенты Пуассона зависят как от накопленной микроповрежденности, так и от текстуры материала.

При циклическом упругопластическом нагружении стали 08Х18Н10Т наблюдаются аллотропические изменения [3]. Они вносят дополнительный вклад в изменение акустических характеристик. Можно указать основные процессы, влияющие на изменение акустических параметров XXIV сессия Российского акустического общества, Сессия Научного совета по акустике РАН Содержание Акустические измерения и стандартизация стали 08Х18Н10Т при усталостном разрушении: накопление микроповреждений (вакансий, дислокаций, микропор, микротрещин);

формирование кристаллографической текстуры;

аллотропические изменения (мартенситное превращение), в результате которых гамма -железо –железо) превращается в ( мартенсит (пересыщенный твердый раствор углерода в –железе).

В общем случае процесс усталости связан с постепенным накоплением и взаимодействием дефектов кристаллической решетки (вакансий, междоузельных атомов, дислокаций и дисклинаций, двойников, границ блоков и зерен и т.д.) и, как следствие этого, с развитием усталостных повреждений в виде образования и распространения микро- и макроскопических трещин. В процессе циклического нагружения происходит образование устойчивых полос скольжения, в которых, как правило, формируются микротрещины [4], и двойников, в вершинах и на границах которых происходит зарождение микротрещин [5].

Для измерения акустических параметров использовалась переносная акустическая установка, состоящая из генератора зондирующих сигналов, высокочастотного усилителя, цифрового осциллографа PC SCOPE 1000VS, пьезоэлектрических преобразователей и ПК. Используемый метод – эхо-импульсный.

Центральная частота пьезоэлектрических преобразователей ~ 5 МГц. Диаметр преобразователей для возбуждения продольных и поперечных волн составлял 8 мм. Точность измерения времени распространения УВ – около 2-3 нс, точность измерения скорости – 5 м/c. Погрешность измерения коэффициента Пуассона с помощью акустических измерений – 7·10-4, погрешность измерения величины акустической анизотропии – 5·10-4.

Для исследования влияния усталостного разрушения на структуру и акустические свойства материала использовались образцы круглого сечения из стали 08Х18Н10Т, которая широко применяется в машиностроении при изготовлении сварной аппаратуры, работающей в средах повышенной агрессивности (растворах кислот, щелочей и солей), теплообменников, труб, деталей печной арматуры и других элементов. На образцах круглого сечения (с диаметром рабочей зоны 12 мм) в центре были вырезаны площадки 30 мм для установки пьезоэлектрических преобразователей. Шесть образцов подвергалась циклическому деформированию, при котором задавалась амплитуда деформации ', включающая пластическую и упругую составляющие. Частота нагружения – около 3 Гц. Также использовались стандартные образцы прямоугольного сечения типа IV из листовой горячекатаной стали 15ЮТА. Образцы подвергались симметричному циклическому нагружению (при различных значениях амплитуды нагружения – от 250 до 367 МПа) по схеме консольного изгиба с частотой 9 Гц.

Геометрические размеры образцов – 120х20х3 мм. Каждая серия испытаний включала 10-15 тысяч циклов.

Все испытания проводились при нормальных условиях до появления макротрещины. После каждой серии испытаний проводились ультразвуковые измерения.

В результате эксперимента для образцов круглого сечения из стали 08Х18Н10Т были получены зависимости коэффициентов Пуассона zx, zy и величины акустической анизотропии А, от количества циклов нагружения N. На рис. 1а представлено изменение параметра акустической анизотропии в зависимости от накопленной пластической деформации pl:

N pl = ipl, (3) i = где ipl – амплитуда пластической деформации i-го цикла.

а) б) Рис.1. Изменение параметра акустической анизотропии в зависимости от величины pl (а);

зависимости между изменениями коэффициентов Пуассона zx и zy (б) для образцов круглого сечения (сталь 08Х18Н10Т).

XXIV сессия Российского акустического общества, Сессия Научного совета по акустике РАН Содержание Акустические измерения и стандартизация При наибольшей амплитуде деформации происходят наиболее интенсивные изменения параметра акустической анизотропии (рис. 1а) и коэффициентов Пуассона, что объясняется активным изменением кристаллографической текстуры при больших амплитудах упругопластической деформации.

На рис.1б приведены зависимости между изменениями коэффициентов Пуассона zx и zy, полученных с помощью акустического метода, для образцов круглого сечения из стали 08Х18Н10Т.

Как видно из рис. 1б, связь zx(zy) хорошо аппроксимируется линейной зависимостью. Угол наклона аппроксимирующей прямой определяется амплитудой деформации'. Для максимальной амплитуды он минимален.

Эксперимент показал, что длина L кривой zx(zy) в момент появления макротрещины остается приблизительно постоянной для разных амплитуд циклической деформации. По мере исчерпания ресурса материала длина кривой растет, достигая критического значения L*. Кривую zx(zy) предлагается использовать для оценки степени деградации материала акустическим методом на ранних стадиях разрушения до появления макротрещины. Введем параметр для оценки состояния материала:

( ) = L L * + f ( zx zy )) * * (4) гдеL – длина кривой zx(zy), L = ( zx+ zy), L – среднее значение длины кривой для критических 2 2 1/2 * величин *zx и *zy,L*= 0,016, f(*zx*zy)) – некоторая корректирующая длину кривой функция, которая зависит от угла наклона кривой, характеризуемого соотношением (*zx*zy):

f ( zx zy ) = k 0 + k1 ( zx zy ) + k 2 ( zx zy ), здесь k0, k1, k2, – коэффициенты (в ходе эксперимента были * * * * * * получены следующие значения коэффициентов k0 = –0,0045;

k1 = 0,0047, k2 = 0,0002 ).

Зависимости параметра П от количества циклов нагружения для образцов круглого сечения из стали 08Х18Н10Т приведены на рис.2. Момент достижения значения параметра П, близкого к единице, характеризуется появлением макродефекта.

Рис. 2. Параметр П в зависимости от количества циклов нагружения для образцов из стали 08Х18Н10Т.

В результате акустических испытаний стали 15ЮТА были получены зависимости изменения коэффициента Пуассона от относительного значения количества циклов нагружения N/N* при различных амплитудах нагружения (рис. 3). Стадийность разрушения металла при упругопластическом деформировании отражается на поведении коэффициентов Пуассона zx ( N / N * ) стали 15ЮТА.

Рис. 3. График зависимости изменения коэффициента Пуассона zx от относительного значения количества циклов нагружения N/N* для плоских образцов из стали 15ЮТА при различных амплитудах нагружения.

На всех образцах на начальной стадии нагружения наблюдается уменьшение коэффициента Пуассона до некоторого значения количества циклов нагружения, которое обозначим N’. Можно предположить, что эта стадия соответствует инкубационной стадии накопления повреждений. Изменение XXIV сессия Российского акустического общества, Сессия Научного совета по акустике РАН Содержание Акустические измерения и стандартизация коэффициентов Пуассона на поздних стадиях разрушения можно объяснить изменением условий формирования кристаллографической текстуры материала.

Рис. 4. Интенсивность изменения коэффициента Пуассона zx в зависимости от количества циклов до разрушения N* для плоских образцов из стали 15ЮТА.

Интенсивность изменения коэффициента Пуассона на начальном этапе усталостного нагружения, рассчитанная с помощью соотношения скоростей продольных и поперечных УВ, для стали 15ЮТА (рис. 4) имеет высокую корреляционную связь (коэффициент корреляции около 0,9) с количеством циклов до разрушения N*, что позволяет прогнозировать на начальном этапе нагружения число циклов до появления макротрещины.

ЗАКЛЮЧЕНИЕ Проведенные исследования образцов круглого сечения из стали 08Х18Н10Т показали существенное изменение акустических параметров в процессе усталостного нагружения на ранней стадии разрушения до образования макротрещины. Получено, что в процессе исчерпания ресурса материала происходит изменение анизотропии упругих свойств исследуемого сплава, что можно объяснить активным формированием кристаллографической текстуры в процессе упругопластического циклического нагружения. Исследования также показали чувствительность коэффициентов Пуассона, измеренных с помощью акустического метода, к структурному состоянию материала и накоплению микроповреждений.

Предложен алгоритм оценки степени деградации материала на основе измерения коэффициентов Пуассона и величины акустической анизотропии.

В результате акустических исследований плоских образцов из стали 15ЮТА получена неоднозначная зависимость изменения коэффициента Пуассона zx от количества циклов нагружения, которую можно объяснить влиянием двух факторов – накоплением микроповреждений и формированием кристаллографической текстуры при усталостном разрушении.

Работа выполнена при частичной финансовой поддержке Российского фонда фундаментальных исследований (гранты№№ 09-08-00892 и 09-08-00827).

ЛИТЕРАТУРА Мишакин В.В., Наумов М.Ю., Мишакин С.В., Кассина Н.В. Разработка акустического метода оценки поврежденности 1.

металлических сплавов до образования макротрещины // Дефектоскопия. – 2007. №10. С. 49–57.

2. Sayers C.M. Ultrasonic velocities in anisotropic polycrystalline aggregates // Appl. Phys., 1982. V.15. P. 2157-2167.

Соснин О.В., Грачев В.В., Громова А.В. и др. Закономерности формирования и эволюции дислокационных 3.

субструктур в углеродистой стали при усталости в отожженном и закаленном состояниях // Известия ВУЗов. Физика.

- 2004. - Т.47, Вып. 1. С. 32-37.

Терентьев В.Ф. Усталость металлических материалов /В.Ф. Терентьев;

Отв. Ред. Н.П. Лякишев. – М.: Наука, 2003. – 254.

4.

Куранова В.A., Плужников С.И., Федоров В.А. и др. Аналитическая оценка зарождения микротрещин в вершинах и на 5.

границах двойников в ОЦК и ГЦК металлах // Вестник Тамбовского университета. Естеств. и техн. науки, 2002. – Т.

7, Вып. 1. С.99.

УДК 621.01. А.В. Красильников, А.А. Чернышев ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫЕ ИССЛЕДОВАНИЯ ДИНАМИЧЕСКИХ НАГРУЗОК В ВАЛОПРОВОДАХ СУДОВЫХ ЭНЕРГЕТИЧЕСКИХ УСТАНОВОК ФГУП «ЦНИИ им. акад. А. Н. Крылова»

196158, Санкт-Петербург, Московское шоссе, Тел.: 7(812) 723-66-07 Факс: 7(812) 727-96-32;

E-mail: krylov@krylov.spb.ru Для обеспечения динамической прочности валопроводов энергетических установок судов и кораблей Институтом выполняется большой объем как расчетных, так и экспериментальных исследований по оценке динамических нагрузок в элементах системы «движитель – валопровод – винт» (амплитуд колебаний, XXIV сессия Российского акустического общества, Сессия Научного совета по акустике РАН Содержание Акустические измерения и стандартизация напряжений, моментов), вызванных, прежде всего изгибными, крутильными и продольными колебаниями, а также возможной вибрации элементов системы, возникающей при этих колебаниях. Одним из основных источников переменных возмущающих усилий, действующих на валопровод является гребной винт.

Гидродинамические усилия, возникающие на гребном винте при его работе, характеризуют эффективность судового двигательно-движительного комплекса, могут определять требуемую прочность элементов валопровода и являются источником ходовой вибрации корпуса судна. Вследствие неизбежной схематизации реальных условий работы гребного винта в попутном потоке за корпусом судна, существующие методы расчета этих усилий не могут претендовать на исчерпывающую полноту и точность и нуждаются в проверке прямыми измерениями в натурных условиях.

В расчетной схеме валопровода двигательно-движительного комплекса система гидродинамических усилий, действующих на гребном винте в эксплуатационных условиях, представляется векторами сил и моментов в следующем виде (рис.1):

M xГ, z - крутящий момент г PxГ, MZ - осевая сила упора г PZ M yГ изгибающие моменты в вертикальной и в M zГ плоскостях, горизонтальной x Г Г г - вертикальная и горизонтальная поперечные силы.

P P MX г y z PX Здесь и в дальнейшем индексы х, у, z определяют направления соответствующих векторов сил и оси действия моментов в принятой декартовой системе координат, а индекс Г отличает гидродинамические усилия в центре инерции винта от аналогичных компонентов нагрузок в валопроводе. Эти нагрузки г содержат как постоянные, так и переменные составляющие с P Y г M Y частотами, равными частоте вращения y винта и кратными произведению частоты вращения на число лопастей винта.

G Рис.1. Гидродинамические к Институтом разработан способ определения нагрузок в валопроводе для последующего перехода усилия на гребном винте соответствующим гидродинамическим усилиям на гребном винте путем измерения напряженно деформированного состояния валов методом тензометрирования.

Крутящий момент Мх и осевая сила Рх передаются вдоль линии вала практически без изменения.

Поэтому размещение датчиков для их измерения диктуется соображениями обеспечения удобства монтажа и производится, как правило, в доступной для обслуживания зоне валопровода на промежуточном вале.

Значительно более сложной задачей является определение действующих на гребной вал со стороны винта изгибающих моментов и поперечных сил Му, Мz, Ру, Рz.Измерения этих нагрузок необходимо производить непосредственно на консольном участке гребного вала между ступицей винта и ближайшим опорным подшипником, поскольку переход через подшипник вызывает изменения указанных сил и моментов, которые зависят от расположения опор и величин их реакций и не поддаются достаточно точному расчету.

Для определения двухкомпонентных векторов поперечных сил и изгибающих моментов необходимо проводить измерение нормальных напряжений в симметричных относительно оси вала точках на взаимно перпендикулярных диаметрах в двух достаточно удаленных друг от друга сечениях гребного вала.

Крутящий момент в валопроводе определяется по материалам измерения напряжений кручения с помощью тензометров, смонтированных на наружной поверхности, как правило, промежуточного вала под углом 45° к образующей и включенных в мостовую измерительную схему. Переход от измеренных напряжений, Па, к величинам крутящего момента Мx, Нм, осуществляется по формуле M x = Wx где Dв3 Dсв Wx = (1 4 ), м3 - момент сопротивления кручению тензометрируемого сечения промежуточного 16 Dв вала с наружным диаметром Dв, м, и диаметром сверления Dсв, м.

Свойственный судовым валопроводам низкий уровень напряжений сжатия, на порядок меньших напряжений кручения, практически исключает возможность прямого измерения осевой силы путем тензометрирования валов. Для получения достоверных результатов было предложено применение специального датчика, размещаемого в сверлении вала и обеспечивающего увеличение относительных осевых деформаций чувствительного элемента с одновременным снижением побочного эффекта деформаций кручения. Такой датчик, изображенный схематически на рис.2, состоит из валика 1 со ступенчатым изменением диаметра, связанного цанговыми зажимами 2 на концах с исследуемым валом 3. Диаметр d1 и протяженность l XXIV сессия Российского акустического общества, Сессия Научного совета по акустике РАН Содержание Акустические измерения и стандартизация чувствительного элемента в несколько раз меньше соответствующих размеров d2 и l2 передающего элемента, что обеспечивает увеличение относительной осевой деформации и одновременно уменьшает влияние кручения, которое при центральном положении датчика снижается по сравнению с измерениями на наружной поверхности вала пропорционально отношению диаметров d1 /Dв.

L Схема включения тензорезисторов l2 l1 c 2k 1p 1p 2k Dсв Dв d Pд a d св d 3p 3p 4k 4k Тензометры:

1p, 3p - рабочие, 2k, 4k -компенсационные.

Рис.2. Схема монтажа датчика для измерения осевой силы упора гребного винта: 1. Валик. 2. Цанги. 3. Вал.

Измерение относительных осевых деформаций чувствительного элемента осуществляется двумя рабочими тензометрами 1р, 3р, расположенными на его поверхности в осевом направлении и включенными в мостовую схему с компенсационными датчиками 2к, 4к на торцевой поверхности, рис.2. Провода от тензометров выводятся в полость промежуточного вала через сверление в датчике (dсв) и далее на наружную поверхность этого вала через радиальный паз в ближайшем фланцевом соединении.

Для исключения влияния температурных деформаций датчик изготавливается из материала исследуемого вала.

Относительные осевые деформации чувствительного элемента датчика (участка длиной l1, рис.2) 1 и 1 = к в, где к = L вала в при жестких цанговых зажимах связаны соотношением L l1 l F1 ++ Fв F1 F коэффициент передачи осевой деформации вала датчику, F1,F2,Fв - площади поперечных сечений элементов датчика и вала, L=l1+l2 – рабочая длина датчика, рис.2.

Таким образом, предлагаемый датчик осевой силы является "механическим усилителем" и для конкретного исследуемого судового валопровода разрабатывается и изготавливается индивидуально с обеспечением коэффициента передачи осевой деформации от вала на датчик к=(5-10). Измеряемая осевая сила на валопроводе Рх связана с осевой силой на датчике Pд и относительной деформацией чувствительного элемента соотношением P = 1 + e Д e 1 F1 E, Н Pд = 1 + Д e e x в в l1 l2, м, - осевая податливость датчика;

где e = 1 + F F Н Д 1 E м L, - осевая податливость исследуемого вала;

eв =, E Fв Н Е, Па, - модуль упругости датчика и вала, изготовленных из одного материала.



Pages:   || 2 | 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.