авторефераты диссертаций БЕСПЛАТНАЯ БИБЛИОТЕКА РОССИИ

КОНФЕРЕНЦИИ, КНИГИ, ПОСОБИЯ, НАУЧНЫЕ ИЗДАНИЯ

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


Pages:     | 1 || 3 |

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

-- [ Страница 2 ] --

Определение составляющих изгибающего момента (Му, Мz) и поперечной силы (Ру, Рz), действующих на гребной вал со стороны винта, требует измерения компонентов изгибающего момента во взаимно перпендикулярных диаметральных (проходящих через ось вала) плоскостях двух достаточно удаленных друг от друга сечений вала на консольном участке между ступицей винта и кормовым подшипником, рис.3.

В существующих конструкциях судовых валопроводов протяженность свободного участка консоли гребного вала мала и позволяет осуществить измерения только результирующего изгибающего момента в тензометрируемом сечении гребного вала от действия сил и моментов на винте. Для раздельного определения XXIV сессия Российского акустического общества, Сессия Научного совета по акустике РАН Содержание Акустические измерения и стандартизация поперечной силы и изгибающего момента требуется искусственное увеличение консоли на время испытаний путем смещения гребного винта в корму или устранения вкладышей в кормовой части подшипника.

а) Cхема размещения тензометров по длине консоли гребного вала.

Винт Тензометры Вал ЦТ Подшипник l l 1 G б) Схемы расположения и включения тензометров в исследуемых сечениях консоли гребного вала a 1 2 d b 2 c Рис.3. Схемы расположения датчиков для измерения изгибающих нагрузок в гребном вале:

l1 – расстояние от центра тяжести (ЦТ) винта до кормового тензометрируемого сечения 1, l2 – расстояние между тензометрируемыми сечениями 1-2.

Для определения регулярных постоянных и "лопастных" изгибающих нагрузок можно ограничиться измерением изгибающего момента в одной диаметральной плоскости. Однако при этом исключается возможность определения нагрузок от механической и гидродинамической неуравновешенностей гребного винта.

Рис.4. Схемы размещения датчиков и измерительной аппаратуры:

1. Гребной винт. 7. Ниппель для подачи воздуха.

2. Гребной вал. 8. Промежуточный вал.

3. Кормовой подшипник. 9. Датчики кручения.

4. Датчик осевой силы. 10. Кабель.

5. Баллоны для монтажа датчиков 11. Подвижная часть аппаратуры.

изгибающего момента.

6. Труба с дисками для кабельной трассы.

XXIV сессия Российского акустического общества, Сессия Научного совета по акустике РАН Содержание Акустические измерения и стандартизация Измерение изгибающего момента в сечении гребного вала производится четырьмя рабочими тензометрами, расположенными попарно в сверлении вала в диаметрально противоположных точках, рис.3б.

Тензометры должны быть ориентированы вдоль оси вала и объединены в мостовую схему. Размещение датчиков на наружной поверхности вала приводит к усилению сигнала, но связано с трудностями прокладки кабельных трасс.

Монтаж датчиков при подготовке испытаний производится в стендовых условиях и непосредственно на судне.

Наибольшую трудность представляет монтаж на гребном вале тензометров, используемых для измерения изгибающих нагрузок.

Эскиз устройства для монтажа тензометров в сверлении гребного вала и схема размещения датчиков и прокладки кабельных трасс приведены на рис. 4.

Методика определения по данным испытаний внешних гидродинамических усилий на винте включает переход путем расчета от нагрузок на элементах валопровода к внешним усилиям на каждом обследуемом режиме с последующим обобщением полученных результатов по ряду сходных режимов, различающихся частотами вращения.

Для перехода от зарегистрированных при испытаниях переменных нагрузок – сил и моментов на FГ требуется выполнить для каждого режима расчет валопроводе F к соответствующим усилиям на винте вынужденных колебаний двигательно-движительного комплекса при лопастной частоте возбуждения =n, Гц. Существующие методы и программы расчетов вынужденных крутильных, продольных и поперечных колебаний судовых валопроводов дают возможность решить эту задачу в общей постановке.

Если ограничиться рассмотрением первой формы колебаний для каждой из нагрузок, что вполне FГ оправдано в диапазоне изменения лопастных частот, тогда для оценки амплитуд возмущающих усилий можно использовать зависимость:

n F = кФ 1 F Г N где N, Гц, - собственная частота колебаний валопровода, кФ - коэффициент формы, определяющий соотношение измеряемых нагрузок с возмущающими усилиями без динамического усиления.

При крутильных колебаниях коэффициент формы равен отношению момента инерции ротора двигателя с примыкающими элементами Д к суммарному моменту инерции двигательно-движительного комплекса :

Д кФ = = 0,5 0, Для амплитуд осевой силы и изгибающего момента на консоли гребного вала коэффициент формы кФ 1.

В ЦНИИ им. акад. А. Н. Крылова разработан современный измерительный комплекс, позволяющий выполнять как замеры гидродинамических усилий на гребном винте в полном объеме, так и выполнять необходимые расчеты вынужденных продольных, крутильных и изгибных колебаний валопроводов.

Портативный измерительно-вычислительный комплекс (ИВК) совместно с измерительным устройством предназначен для регистрации и анализа сигналов при проведении натурных испытаний элементов судовых энергетических установок в реальном времени, т.е. непосредственно в момент проведения испытаний (рис. 5). Основой комплекса является портативный компьютер (notebook) марки Toshiba и аналого цифровой преобразователь (АЦП) марки Е14-440, присоединяемый к порту USB компьютера. Характер измеряемых величин (ускорение, скорость или деформация) определяется применяемыми измерительными преобразователями и измерительной аппаратурой. Комплекс может также найти применение для регистрации и анализа результатов испытаний любых других устройств непосредственно во время проведения испытаний с использованием преобразования измеряемой величины в электрический сигнал.

Количество одновременно регистрируемых измерительных каналов от 1 до 8 (возможно увеличение числа каналов до 32). При проведении измерений по одному из каналов обязательно регистрируется сигнал датчика оборотов вала исследуемой установки. Датчик оборотов – импульсный (один положительный или отрицательный импульс за оборот вала).

Регистрация аналогового сигнала производится в цифровой форме. Дискретизация аналогового сигнала во времени составляет от 100 до 4000 отсчетов в секунду (возможно увеличение до 64000). Каждый отсчет кодируется 14-тиразрядным двоичным числом. Амплитудный диапазон входного сигнала: от 156 мВ до 10 В — устанавливается программно. Одновременно с записью сигналов осуществляется их контроль на экране монитора. Визуально контролируются все регистрируемые сигналы или их часть.

XXIV сессия Российского акустического общества, Сессия Научного совета по акустике РАН Содержание Акустические измерения и стандартизация Рис.5. Общий вид портативного измерительно-вычислительного комплекса При измерениях определяется максимальная амплитуда контролируемого параметра и вычисляется текущий порядковый гармонический спектр записанного сигнала, а результат выводится на экран монитора в виде линейчатого спектра (вычисляются гармоники частоты вращения вала). Кроме того, одновременно с записью контролируются: изменение амплитуды любого из списка порядков текущего спектра или максимальной амплитуды сигнала от частоты вращения вала и изменение частоты вращения вала за все время записи сигнала. Эти зависимости выводятся на экран в виде графиков А(n) и n(k) (здесь А – амплитуда -го порядка, n – частота вращения вала, k – номер кадра). Текущее значение частоты вращения вала, амплитуды или постоянной составляющей записываемого сигнала и амплитуды контролируемого за все время записи порядка в спектре сигнала выводятся в соответствующих информационных окнах экрана. Если проводится тензометрирование валопровода судовой энергетической установки и применяемая аппаратура позволяет измерение постоянной составляющей сигнала, то на этом режиме предусмотрена возможность измерения мощности, передаваемой через валопровод, с выводом результата измерения на экран монитора По окончании испытаний предусмотрена возможность редактирования записи (удаление некачественных участков или запись фрагментов сигнала в отдельный файл), а также более полная их обработка по специальным программам, составленным в соответствии с конкретными целями натурных испытаний. Предусмотрен вывод на принтер, жесткий диск или в буфер обмена образцов записанных сигналов и результатов анализа в виде графиков и таблиц.

Разработанный Институтом измерительно-вычислительный комплекс значительно расширил возможности экспериментальной базы и круг решаемых задач, позволил более достоверно и объемно оценивать работоспособность и надежность энергетических установок, и в частности их валопроводов.

УДК 629.7:534:002:006.1.05:006. М.Ю.Либерман НЕКОТОРЫЕ МЕТОДОЛОГИЧЕСКИЕ АСПЕКТЫ ИСПЫТАНИЙ ИЗДЕЛИЙ АЭРОКОСМИЧЕСКОЙ ТЕХНИКИ НА СТОЙКОСТЬ К ВОЗДЕЙСТВИЮ АКУСТИЧЕСКИХ ПОЛЕЙ ВЫСОКОЙ ИНТЕНСИВНОСТИ ФГУП «НПП ВНИИЭМ»

Россия, 101000 Москва, Хоромный тупик, д. Тел.: (495) 366-21-10;

Факс: (495) 365-50-00;

E-mail: mikhail-liberman@rambler.ru В докладе рассмотрены перспективные возможности совершенствования методологических основ испытаний изделий аэрокосмической техники (в частности, спутников) на стойкость к воздействию акустических полей высокой интенсивности. В настоящее время при проведении таких испытаний объект обычно размещается в чисто диффузном звуковом поле, хотя структура реальных акустических полей, формирующихся во внутреннем объеме обтекателя ракеты (и, таким образом, непосредственно воздействующих на спутник), существенно отличается от структуры диффузного поля. Более точная имитация реального акустического поля, воздействующего на изделие, должна основываться на детальной информации о структуре акустического поля под обтекателем. Для проверки стойкости изделия к акустическим воздействиям, в принципе, достаточно имитировать воздействие на собственных частотах корпусной конструкции спутника и внутреннего объема обтекателя, а также внутреннего объема спутника. Поэтому испытания XXIV сессия Российского акустического общества, Сессия Научного совета по акустике РАН Содержание Акустические измерения и стандартизация должны базироваться на предварительно полученных результатах исследования модальной структуры акустических и вибрационных полей обтекателя и спутника, причем в качестве эффективной модели акустического воздействия на изделие может использоваться система связанных структурных и акустических мод. При этом для имитации акустического воздействия изделие располагается в ближней зоне акустического поля, возбуждаемого системой локальных источников звука.

Методы испытаний изделий аэрокосмической техники на стойкость к воздействию акустических полей высокой интенсивности приведены в русифицированном стандарте IEC: ГОСТ Р 52862-2007.

Наибольшее распространение получила методика испытаний, предусматривающая использование диффузных акустических полей для имитации реального воздействия. К преимуществам такого подхода следует отнести единообразную структуру поля и хорошую повторяемость условий испытаний.

Некоторое распространение получила методика, предусматривающая размещение изделия в «прямом»

поле локальных источников звука [1]. Следует, однако, отметить, что эти методики не предусматривают моделирование реальной структуры акустического поля. Для повышения надежности испытаний, по видимому, целесообразно использовать методику, обеспечивающую более точную имитацию структуры и других параметров реального акустического поля, действующего на космический аппарат.

Для прогнозирования и моделирования динамических нагрузок, действующих на корпус в процессе пуска ракеты, этот процесс подразделяют на несколько этапов [1, 2], характеризующихся различными скоростями полета ракеты. На первом этапе (длительностью 7 секунд) запускается основной ракетный двигатель (воспламеняется топливо в камере сгорания). При этом основным источником шума являются взрывные волны, возбуждающиеся в камере сгорания. В ходе второго этапа (длительностью 10 секунд) осуществляется запуск твердотопливных ускорителей и взлет (отрыв ракеты от земли). Шум генерируется в результате работы ракетного двигателя (вследствие взаимодействия турбулентных газовых струй, формирующихся в сопле, с окружающим воздухом). На третьем этапе (длительностью 30 50 секунд) ракета переходит в околозвуковой режим полета. При этом генерация акустической энергии обусловлена пристеночными пульсациями давления в турбулентном пограничном слое, а также отрывом пограничного слоя от обтекаемой воздушным потоком поверхности. На четвертом этапе (длительностью 120 секунд) при увеличении скорости полета до удвоенного числа Маха ( 2 ) реализуется режим максимального динамического давления (динамической нагрузки) на корпус. Шум генерируется вследствие образования скачков уплотнения около поверхности обтекателя, способствующих отрыву от обтекаемой поверхности турбулентного пограничного слоя. Этот отрыв сопровождается весьма интенсивным вихреобразованием и возбуждением аэродинамических пульсаций давления (около поверхности обтекателя) и звуковых волн.

Согласно результатам натурных измерений [2], интенсивность акустического воздействия максимальна во время запуска (этап 2), околозвукового режима полета и режима максимального динамического давления (этапы 3 и 4). Поэтому при проведении стендовых испытаний на стойкость изделия к акустическому воздействию обычно моделируются акустические нагрузки, соответствующие именно этим трем этапам. Причем во время запуска ракеты наиболее интенсивный шум, обусловленный работой двигателя, оказывает воздействие на корпус обтекателя преимущественно в течение 10- секунд после ее отрыва от пусковой установки, далее, по мере удаления ракеты от земли, уровни шума, оказывающего воздействие на корпус, снижаются.

Шум ракетного двигателя генерируется в истекающей из сопла турбулентной газовой струе и, в результате отражения первичных звуковых волн от пусковой площадки и пусковой установки, формируется неоднородное поле отраженных волн, распространяющихся в направлении корпуса ракеты.

Отраженные волны оказывают динамическое воздействие на корпус обтекателя ракеты (если скорость полета существенно меньше скорости звука), причем акустические нагрузки максимальны в области хвоста ракеты и спадают в направлении ее носа (поскольку давление в расходящейся звуковой волне обратно пропорционально расстоянию от источника). Таким образом, уровни акустического воздействия на корпус зависят не только от аэродинамических и термодинамических характеристик двигателя, но и от геометрических параметров пусковой площадки и пусковой установки.

Скорость газовой струи на выходе из сопла достигает 3000 м / с (при этом 1). При истечении раскаленной сверхзвуковой газовой струи из сопла ракетного двигателя широкополосный случайный аэродинамический шум со сплошным спектром генерируется главным образом вследствие интенсивного вихреобразования в струе, обусловленного ударным взаимодействием горячей газовой струи с холодным воздухом (в окружающем пространстве). В сверхзвуковом потоке возмущения, являющиеся источниками акустического излучения, могут распространяться вдоль оси потока или под различными углами к оси, в пределах конуса Маха. При этом, в случае, когда для конвекционного числа Маха ( M c = U c / co, где U c - конвекционная скорость турбулентных вихрей в турбулентном потоке;

co XXIV сессия Российского акустического общества, Сессия Научного совета по акустике РАН Содержание Акустические измерения и стандартизация скорость распространения звука в воздухе) выполняется соотношение: M c cos = 1 (где - угол между осью газового потока и направлением распространения волн), возбуждается интенсивное звуковое излучение квадрупольного типа (вихревые волны Маха) в направлении составляющей скорости U c cos.

Волны Маха возбуждаются вследствие сверхзвуковой конвекции крупномасштабных когерентных структур (вихрей), концентрирующихся вокруг ядра газовой струи [3, 4].

Кроме того, генерация шума сверхзвуковой струей обусловлена взаимодействием турбулентных вихрей с образующимися в газовой струе скачками уплотнения [3], которые оказывают существенное влияние на амплитуду пульсаций давления. Звуковые волны, излучаемые газовой струей, распространяются в направлении течения газа с максимумом в пределах пространственного угла (относительно оси потока) [5, 6]. Воздействие шума двигателя на корпус может быть ослаблено при использовании специальных конструктивных элементов пусковой установки (в частности, отражателя газового потока), а также при впрыскивании воды в газовый поток около сопла.

Далее по мере увеличения скорости полета интенсивность воздействия шума двигателя на корпус обтекателя снижается, поскольку увеличивается расстояние между источником звука и корпусом. В то же время быстро растет интенсивность генерации акустической энергии при отрыве пограничного слоя от поверхности обтекателя, обтекаемой воздушным потоком.

При высокоскоростном (в особенности, околозвуковом и сверхзвуковом) обтекании головного обтекателя воздушным потоком (когда число Рейнольдса: Re 6 106 ) на обтекаемой поверхности образуется турбулентный пограничный слой. Структура турбулентного пограничного слоя зависит также от формы обтекаемой поверхности и скорости потока. Согласно классической концепции Прандтля, отрыв потока (пограничного слоя) имеет место в случае, когда в вязком пограничном слое увеличивается давление в направлении потока, то есть, когда градиент давления в направлении потока (p / x) в пограничном слое становится положительным. В области околозвуковых и, особенно, сверхзвуковых скоростей полета при обтекании корпуса ракеты имеет место существенное замедление («деселерация») потока (обусловленное потерями энергии потока на вязкое трение). Кроме того, вследствие образования около поверхности обтекателя скачков уплотнения (при сверхзвуковом обтекании) и взаимодействия скачков уплотнения с пограничным слоем градиент давления в направлении распространения потока становится положительным. При этом в вязком пограничном слое градиент скорости в направлении нормали к обтекаемой поверхности также положителен, причем на поверхности обтекателя скорость потока равна нулю. Вследствие положительного значения градиента давления в определенной точке поверхности обтекателя градиент скорости (v / y ) y =0 становится равным нулю, и при этом обеспечиваются условия для отрыва турбулентного пограничного слоя от обтекаемой поверхности, поскольку напряжение трения в этой точке обращается в ноль. Отрыв пограничного слоя сопровождается интенсивным вихреобразованием и формированием на поверхности обтекателя поля пульсаций давления.

Пульсации давления могут быть представлены в виде суммы двух мод: вихревой моды движения несжимаемой среды (которую называют «псевдозвуком») и акустической моды колебательного движения сжимаемой среды. При этом скорость движения нестационарного потока Vstr равна векторной сумме скоростей распространения акустической моды Vac и вихревой моды U : Vstr = U + Vac.

Согласно [7] уже при околозвуковых скоростях полета на поверхности обтекателя ракеты интенсивность вихревой моды превышает интенсивность звуковых пульсаций давления на несколько порядков. Среднеквадратичные значения пульсаций давления ( pпул ) в турбулентном пограничном слое пропорциональны динамическому давлению: ( pпул )1 / 2 = 0V 2 / 2, где 0,V - плотность среды и скорость полета;

- численный коэффициент. Для «псевдозвуковых» пульсаций давления характерен широкополосный сплошной спектр мощности в звуковом диапазоне частот [7]. На этапе полета с околозвуковыми и сверхзвуковыми скоростями именно «псевдозвуковые» пульсации давления являются основным источником возбуждения вибрации обтекателя ракеты. Энергия этих пульсаций сначала трансформируется в вибрационную энергию, а затем - в энергию звуковых волн, которые переизлучаются вибрирующим обтекателем и формируют звуковое поле в объеме обтекателя.

Следует отметить, что истечение газовой струи из сопла двигателя также сопровождается интенсивным вихреобразованием, обусловленным отрывом турбулентного пограничного слоя. При этом на внутренней поверхности сопла (как и на поверхности обтекателя) формируется поле «псевдозвуковых»

пульсаций давления. Отрыв пограничного слоя обусловлен положительным градиентом давления в XXIV сессия Российского акустического общества, Сессия Научного совета по акустике РАН Содержание Акустические измерения и стандартизация направлении распространения сверхзвукового газового потока, вследствие диффузорной формы сопла (при расширении потока в диффузоре скорость уменьшается, а давление растет, поэтому градиент давления положителен). Пульсации давления возбуждают вибрации сопла, затем вибрационная энергия передается на корпус и трансформируется в энергию структурного шума, излучаемого обтекателем.

Таким образом, во время пуска ракеты акустическое воздействие на ее корпус обусловлено источниками двух типов: на втором этапе пуска корпус подвержен воздействию звуковых волн, которые излучаются при работе реактивного двигателя, а на третьем этапе воздействие обусловлено «псевдозвуковыми» пульсациями давления в пограничном слое на поверхности обтекателя. Кроме того, на втором этапе пуска «псевдозвуковые» пульсации давления возбуждают вибрации сопла, энергия которых передается на обтекатель и трансформируется в акустическую энергию. В соответствии с изложенным, для испытаний изделий на акустическую устойчивость в принципе следует моделировать два типа источников акустической энергии: широкополосный случайный шум (звуковые волны) и пульсации давления («псевдозвук»). Причем на всех этапах пуска обтекатель ракеты расположен в неоднородном звуковом поле либо «псевдозвуковом» поле пульсаций давления.

В соответствии с изложенным, для моделирования звукового поля целесообразно использовать методику, предусматривающую размещение обтекателя (cо спутником) в прямом звуковом поле локальных источников, расположенных в нижней части обтекателя (поскольку в натурных условиях наиболее интенсивные звуковые волны воздействуют именно на эту часть корпуса). Для имитации «псевдозвуковых» пульсаций давления следует разместить обтекатель в ближнем поле локальных источников звука, расположенных а области точки отрыва пограничного слоя от поверхности обтекателя.

При размещении изделия в прямом звуковом поле локальных источников звука (либо в ближней зоне этих источников) одной из существенных проблем может стать недостаточно высокая интенсивность звукового поля (по сравнению с натурными значениями, измеренными в ходе запуска аналогичных ракет).

Для решения этой проблемы можно возбуждать только собственные структурные моды колебаний обтекателя, поскольку динамические нагрузки на корпус максимальны именно в резонансном режиме.

Если сфазированные локальные источники звука расположены в области пучностей колебаний обтекателя, то вибровозбудимость конструкции максимальна и для возбуждения собственных мод обтекателя затрачивается минимальное количество энергии. Требуемый уровень акустического сигнала устанавливается на основе натурных измерений уровней звука и вибрации, соответственно, около и на поверхности обтекателя (во время реальных пусков ракет-аналогов). При этом во время испытаний на стенде уровень звукового давления может устанавливаться исходя из результатов измерений уровня виброскорости на поверхности обтекателя на его собственной частоте.

Согласно [8, 9], при акустическом воздействии одновременно возбуждаются связанные структурные и акустические моды, соответственно, в корпусной конструкции и во внутреннем объеме обтекателя. Уровень звукового давления в объеме обтекателя определяется путем суммирования всех акустических мод. В монографии [9] приведены уравнения, описывающие динамику системы (в частности, обтекателя ракеты) при возбуждение связанных структурных и акустических мод. В соответствии с этой моделью структурные моды, возбуждающиеся в корпусе при воздействии акустической нагрузки, возбуждают связанные акустические моды в объеме обтекателя. В то же время акустические моды, которые возбуждаются в объеме обтекателя, возбуждают связанные структурные моды в корпусе обтекателя. Таким образом, при проведении испытаний изделия на стойкость к акустическим воздействиям достаточно возбудить структурные моды в корпусе обтекателя, чтобы обеспечить возбуждение связанных акустических мод в его объеме.

Энергия звукового поля распределена между кинетической и потенциальной составляющими.

Для вычисления плотности кинетической wkin и потенциальной w pot энергии используются известные w pot = p 2 (t ) /(4 0c0 ), где v(t ) ;

p (t ) - амплитуды колебательной выражения: wkin = 0,25 0 v (t );

скорости и давления в звуковом поле. В ближней зоне плотность кинетической энергии больше плотности потенциальной энергии, причем по мере приближения к излучающей звук поверхности (особенно в «сверхближней» области поля [10]) плотность кинетической энергии растет быстрее плотности потенциальной энергии. Кинетическая энергия передается в окружающее пространство в виде звуковых волн. Потенциальная энергия в ближней зоне является источником пристеночных пульсаций давления около поверхности источника звука. При размещении изделия в «сверхближней» области звукового поля в пространстве между поверхностями изделия и источника звука кинетическая энергия трансформируется в потенциальную энергию, при этом около поверхности изделия формируется поле пульсаций давления. Пульсации давления возбуждают колебания изделия преимущественно на его XXIV сессия Российского акустического общества, Сессия Научного совета по акустике РАН Содержание Акустические измерения и стандартизация собственных частотах, а затем вибрационная энергия трансформируется в энергию излучения звука.

Следовательно, при размещении изделия в «сверхближней» области звукового поля, которое формируется при использовании сфазированных локальных источников звука, имитируются реальные условия возбуждения корпуса обтекателя пульсациями давлениями, которые возбуждаются при обтекании корпуса потоком (преимущественно вследствие отрыва турбулентного пограничного слоя).

Следовательно, для возбуждения структурных мод целесообразно разместить изделие в ближней зоне акустического поля сфазированных локальных источников звука, которые можно размещать в пучностях этих структурных мод. Размеры ближней зоны и «сверхближней» области этой зоны определяется из соотношений [10]: соответственно, rn lSW / 2 / 2 ;

lSW / 2 rn / 2, vc c где - длина звуковой волны в воздухе;

lSW -длина пространственной волны в конструкции;

rn ;

rn vc c соответственно, размер «сверхближней» и ближней зоны вдоль оси источника звука. Отношение амплитуд колебательной скорости в дальней и ближней зонах (соответственно: vc ;

v f ) вычисляется с помощью выражения vc / v f = / 2rn, где rn - расстояние от источника звука,. Из этого выражения следует, что в ближней зоне (особенно, в «сверхближней» области) амплитуда колебательной скорости существенно больше, чем в дальней зоне. Поэтому эффективность возбуждения изделия, размещенного в ближней зоне поля, будет существенно выше, чем для изделия, размещенного в дальней зоне.

Таким образом, исходя из анализа основных механизмов генерации аэродинамического шума во время пуска ракеты и полета через слой атмосферы (с околозвуковой и сверхзвуковой скоростью) предложена методика испытаний, предусматривающая более точную имитацию реальных механизмов генерации шума и структуры акустического поля, оказывающего воздействие на корпус ракеты. В значительной степени акустическое воздействие обусловлено «псевдозвуковыми» пульсациями давления (интенсивность которых максимальна при отрыве пограничного слоя), поэтому для имитации воздействия целесообразно размещать обтекатель в «сверхближнем» или ближнем поле локальных источников звука.

ЛИТЕРАТУРА 1. Dynamic environmental criteria. NASA Technical Handbook. NASA-HDBK-7005, 2001, 232 P.

2. Schwane R., Perigo D. Modelling launcher aerothermodynamics – a vital capability for space transportation // EESA Technical & Quality Management. Launch-Vehicle Modeling. ESO Bulletin. 2004. V.120. № 11. P.40- 3. Голдстейн М.Е. Аэроакустика. М.: Машиностроение, 1981, 295 С.

4. Baily C., Lafon P., Candel S. Subsonic and supersonic jet noise predictions from statistical source models // AIAA Journ. 1997.

V.35. № 11. P.1688-1696.

5. Mclnerny C.A., Olsmen S.M. High-intensity rocket noise: non-linear propagation atmospheric absorption and characterization // Journ. Acoust. Soc. Amer. 2005. V.117. № 2. P.578-591.

6. Arenas J.P., Margasahayam R.N. Noise and vibration of the spacecraft structures // Ingeniare. Revista chilena de ingenieria.

2006. V.14. № 3. P. 251-264.

7. Смольяков А.В. Шум турбулентных потоков. СПб.: ЦНИИ им. акад. А.Н.Крылова, 2005, 312 С.

8. Howard K.Q.,Hansen C.H., Zander A.C. Optimization of design and location of acoustic and vibration absorbers using a distributed computer network// Proceedings of the Conference “ACOUSTICS 2005” – Western Australia, Busselton, 2005 - 6P.

9. Fahy F.J., Gordonio K. Sound and Structural Vibration: Radiation, Transmission and Response. London: Academic Press, 2006, P. 249-263.

10. de Breel H.-E., Svetovoy V.B., Raangs R.. Theory, simulation and measurements of sound pressure and sound velocity in the very near field // Proceedings of Eleventh International Congress on Sound and Vibration – Russia, St.Petersburg, 2004 – P.2387- УДК 534.8.081. С.В. Попков, А.В. Сипина ИЗМЕРЕНИЕ КОМПЛЕКСНЫХ ДИНАМИЧЕСКИХ МОДУЛЕЙ ДРЕВЕСИНЫ ФГУП «ЦНИИ им. акад. А.Н. Крылова»

Россия, 196158, Санкт-Петербург, Московское шоссе, д. 44.

Телефон +7 (812) 723-66-07;

Факс: +7 (812) 727-96- E-mail: krylov@krylov.spb.ru Выполнен сравнительный анализ методов определения динамических модулей древесных материалов. Разработаны предложения и представлены результаты применения метода динамической жесткости к измерению комплексных динамических модулей Юнга и соответствующего коэффициента потерь древесины различных пород.

Модули упругости различных материалов определяются с использованием статических и динамических методов. Динамические методы определения модуля упругости делятся на резонансные и импульсные методы, и применительно к древесным материалам основаны на измерении скоростей XXIV сессия Российского акустического общества, Сессия Научного совета по акустике РАН Содержание Акустические измерения и стандартизация упругих колебаний, возбуждаемых в исследуемых образцах в диапазоне звуковых и ультразвуковых частот, т.е. фактически являются методами определения акустических свойств древесных пород [1].

В основе динамического импульсного метода лежит пропускание через образец исследуемого материала повторяющихся импульсов ультразвуковых колебаний, скорость распространения которых может быть замерена. Например, зная длину образца (расстояние между излучателем и приемником) и время прохождения звуковой волны через образец, можно найти скорость распространения продольной волны. По значениям скоростей распространения звуковых волн рассчитывают упругие характеристики материала образца.

Суть динамического резонансного метода состоит в том, что в образце со свободными концами возбуждают продольные колебаний основной гармоники и изгибные колебания второго обертона. По частотам резонансных колебаний определяют модули упругости и сдвига, а по ширине резонансных пиков определяют логарифмический декремент колебаний [2].

Для определения модулей упругости при статическом нагружении существует ряд государственных стандартов, которые позволяют исследовать модули упругости древесины с учетом ее анизотропного строения [3]. Все стандарты предполагают изготовление опытных образцов при испытаниях которых используется несколько испытательных машин. Опытные образцы испытывают на растяжение, сжатие, изгиб.

Учитывая необходимость получения результатов измерения в широком частотном и динамическом диапазонах наибольший интерес в определении физико-механических характеристик материалов представляет метод динамических жесткостей, который позволяет определять модули упругости (продольный, сдвиговой и объемный) и соответствующие коэффициенты потерь в широком, от единиц до 10000 Гц, диапазоне частот. Метод сформулирован для случая малых линейных колебаний в образце исследуемых материалов и подробно описан в литературе [4, 5].

Метод динамических жесткостей (или механических сопротивлений) может быть реализован с помощью установки УИМ разработки ФГУП «ЦНИИ имени академика А.Н. Крылова», принципиальная схема которой представлена на рисунке 1.

Метод динамических жесткостей обладает рядом преимуществ перед другими методами.

Динамический импульсный и динамический резонансный методы в качестве первичного информативного параметра используют скорость, время распространения звуковых импульсов в материале и значения резонансных частот в образцах, которые позволяют найти некоторое усредненное значение модулей упругости. Метод динамических жесткостей позволяет сразу получить зависимость модулей упругости и коэффициентов потерь во всем исследуемом диапазоне частот от единиц до 10000 Гц. Так же, достоинствам этого метода можно отнести широкий динамический диапазон измерения модулей упругости, который составляет для УИМ величину более ±104 (80дБ). Если сравнивать установку с другими установками, обеспечивающими измерения упруго-диссипативных характеристик полимерных материалов, подробное рассмотрение которых приведено в работе [6], можно отметить что установка УИМ обеспечивает измерение всех трех модулей - продольного, сдвигового и объемного.

Рис. 1. Принципиальная схема установки УИМ. 1 – корпус;

2 – датчик силы;

3 – образец испытуемого материала;

4 – генератор механических колебаний (деформации);

5 – предварительные усилители;

6 – усилитель мощности;

7 – двухканальный анализатор;

8 – компьютер;

9 – жесткие прокладки;

10 – устройство для воспроизведения статической деформации;

11 – внешнее сжимающее устройство.

XXIV сессия Российского акустического общества, Сессия Научного совета по акустике РАН Содержание Акустические измерения и стандартизация Еще одним важным отличием метода динамических жесткостей является возможность реализации метода температурно-временных аналогий для исследования вязкоупругих свойств полимерных конструкционных материалов. Благодаря этим возможностям можно организовать измерения вязкоупругих свойств материалов в диапазонах, удобных для технической реализации эксперимента.

Результаты таких исследований можно экстраполировать в широком диапазоне частот и температур, что позволяет прогнозировать поведение материалов в разных условиях эксплуатации [6].

Для формирования методики проведения испытаний и правил подготовки образцов, а так же выработки требования к размерам образцов из древесины, были проанализированы существующие значения модулей упругости древесных материалов и сопоставлены со значениями модулей упругости жестких пластмасс. В таблице 1 приведены существующие значения модуля Юнга вдоль волокон для древесины разных пород и значения данного модуля для жестких пластмасс [7, 8].

Таблица 1. Сравнение значений модуля Юнга древесины вдоль волокон и жестких пластмасс.

Порода дерева Модуль Юнга, ГПа Материал Модуль Юнга, ГПа Ель обыкновенная Фенопласты 9,3 – 9,96 7, Сосна обыкновенная Термопласт Вектра А 7,42 – 9,82 8, Лиственница сибирская Полиамид ПА6-СВ30ТАФ 13,8 – 15,3 7, Дуб черешчатый Полипропилен 8,28 – 11,5 6,7 – 11, Железное дерево Термопласт Вектра В 10,2 15, Ива ломкая Полиэфир Импет 2700 GV1/ 9,05 17, Клен остролистный Поликарбонат ДАК- 14,4 9, Береза ребристая Поликарбонат Дифсан 12,6 9, Бук лесной Поликарбонат ДАК-12-3BN 11,4 9, Граб обыкновенный Полиамид Армамид ПА-СМ 10,6 – 14,9 8, Орех грецкий Полиэфир Крастин ПБТ СЕ 11,7 10, Сравнивая модули Юнга древесины и жестких пластмасс можно сделать вывод о том, что значения модулей Юнга для древесины имеет тот же порядок и примерно туже величину, что и значения модулей Юнга для жестких пластмасс. Следовательно, при проведении измерений на установке УИМ можно воспользоваться существующей методикой измерения динамических модулей жестких пластмасс.

Для изготовления образцов из древесины были использованы таблицы, правила выбора размеров и форм образцов, описанные в [4]. При проведении предварительных испытаний были установлены рекомендации по подбору размеров образов из массивов древесины: образцы из массивов древесины должны изготавливаться в форме цилиндров диаметром не превышающем 5 мм;

а высота образцов зависит от ожидаемого модуля упругости, т.е. чем больше ожидаемый модуль упругости, тем больше должна быть высота образца. С учетом выше изложенных требований к размерам опытных образцов, для проведения испытаний были изготовлены образцы цилиндрической формы из массива сосны и березы.

Образцы из массива сосны имеют следующие размеры: образец 1 – высота 13,85 мм, диаметр 4 мм, образец 2 – высота 10,50 мм, диаметр 4 мм, образец 3 – высота 13,90 мм, диаметр 4 мм, образец 4 – высота 10 мм, диаметр 4 мм.

Образцы из массива березы имеют следующие размеры: образец 1 – высота 12,45 мм, диаметр 4 мм, образец 2 – высота 14,03 мм, диаметр 4 мм, образец 3 – высота 14,00 мм, диаметр 4 мм, образец 4 – высота 12,50 мм, диаметр 4 мм.

Е, Па 1.0E+ 1.0E+ 1.0E+ 1 10 100 1000 Частота, Гц образец 1 образец 2 образец 3 образец Рис. 2. Значения модуля Юнга для образцов из массива сосны XXIV сессия Российского акустического общества, Сессия Научного совета по акустике РАН Содержание Акустические измерения и стандартизация Коэф-т потерь 1. 0. 0. 0. 0. -0. 1 10 100 1000 Частота, Гц образец 1 образец 2 образец 3 образец Рис. 3. Значения коэффициента потерь для образцов из массива сосны Е, Па 1.0E+ 1.0E+ 1.0E+ 1 10 100 1000 Частота, Гц образец 1 образец 2 образец 3 образец Рис. 4. Значения модуля Юнга для образцов из массива березы Коэф-т потерь 1. 0. 0. 0. 0. -0. 1 10 100 1000 Частота, Гц образец 1 образец 2 образец 3 образец Рис.5. Значения коэффициента потерь для образцов из массива березы Результаты измерений модуля Юнга вдоль волокон и соответствующего коэффициента потерь для образцов из массива сосны представлены на рисунках 2 и 3, а из массива березы на рисунках 4 и 5.

В результате обработки данных эксперимента было определено, что измеренное значение модуля Юнга массива сосны при деформации вдоль волокон составляет (7,9 ± 0,5)*109 Н/м2, а для березы (9,8 ± 0,6)*109 Н/м2.

Таким образом, результаты измерений модулей Юнга на установке УИМ хорошо соответствуют существующим значениям модулей Юнга для массива сосны и березы, что показывает возможность применения метода динамической жесткости к измерению динамических модулей древесины в широком частотном диапазоне.

ЛИТЕРАТУРА Электронный ресурс. Режим доступа: http://supermexanizmy.ru/uborka-fruktov/ 1.

ГОСТ 16483.31- 74 «Резонансный метод определения модулей упругости и сдвига и декремента колебаний»

2.

ГОСТ 16483.9-73 «Древесина. Метод определения модуля упругости при статическом изгибе»

3.

XXIV сессия Российского акустического общества, Сессия Научного совета по акустике РАН Содержание Акустические измерения и стандартизация Попков В.И., Безъязычный В.В., Кислова Т.Б., Курбатов А.И., Попков С.В.. Измерение комплексных модулей 4.

упругости и коэффициентов потерь полимерных вибропоглощающих материалов в широком диапазоне частот// Техническая акустика, вып. 1 – 2, том 2, С.-Петербург, 1999.

Попков В.И., Попков С.В.. Колебания механизмов и конструкций// Сударыня, С.-Петербург, 2009.

5.

Баганик А.М., Перрен А.А., Попков С.В.. Сопоставительный анализ существующих методов определения упруго 6.

диссипативных характеристик вибропоглощающих материалов//ФГУП ЦНИИ КМ «Прометей», СПГЭТУ «ЛЭТИ», 2011.

Волынский Н.В.. Взаимосвязь и изменчивость показателей физико-механических свойств древесины// Архангельский 7.

Государственный Технический Университет, Архангельск 2006г Таблица физико-механических свойств жестких пластмасс. Электронный ресурс. Режим чтения:

8.

http://plastmassa.net/polyamide/behaviou/ УДК 620.179. М.И. Сластен ОСОБЕННОСТИ РАСПРОСТРАНЕНИЯ УЛЬТРАЗВУКОВЫХ ВОЛН В ПЛОСКОПАРАЛЛЕЛЬНЫХ МОНОКРИСТАЛЛИЧЕСКИХ ОБРАЗЦАХ С ГАРМОНИЧЕСКИ ИЗМЕНЯЮЩИМИСЯ ОСТАТОЧНЫМИ МЕХАНИЧЕСКИМИ НАПРЯЖЕНИЯМИ Технологический институт федерального государственного автономного образовательного учреждения высшего профессионального образования «Южный федеральный университет» в г. Таганроге Россия, 347928, г. Таганрог, ГСП-17а, пер. Некрасовский, Тел.: (8634)371-663;

Факс: (8634)310-598;

E-mail: slasten@mvs.tsure.ru Особенности распространения ультразвуковых волн в плоскопараллельных монокристаллических образцах с гармонически изменяющимися остаточными механическими напряжениями представляют интерес для акустической диагностики напряженного состояния монокристаллов с особыми физическими свойствами, в частности, галлий-гадолиниевого граната при определении местоположения границ участков с допустимыми остаточными механическими напряжениями.

Образец с гармонически изменяющимися остаточными механическими напряжениями, рассматривается как совокупность участков с наименьшими механическими напряжениями, участков с наибольшими механическими напряжениями и участков с линейно изменяющимися механическими напряжениями. Границы участков с допустимыми остаточными механическими напряжениями предложено определять, перемещая вдоль направления выращивания слитка ультразвуковой преобразователь и измеряя градиент скорости распространения поперечной ультразвуковой волны. Основная трудность, возникающая при определении местоположения границ, заключается в том, что градиент скорости распространения поперечной ультразвуковой волны равен нулю и на участках с наименьшими остаточными механическими напряжениями, и на участках с наибольшими остаточными механическими напряжениями. Рассмотренные в данной работе особенности распространения ультразвуковых волн в плоскопараллельном монокристаллическом образце с гармонически изменяющимися остаточными механическими напряжениями, позволяют отличить минимально напряженные участки от максимально напряженных по огибающей серии многократных отражений.

Рассмотрим влияние одноосных сжимающих гармонически изменяющихся механических напряжений (МН) на форму огибающей серии ультразвуковых (УЗ) эхо-импульсов в упруго изотропном в ненапряженном состоянии плоскопараллельном образце монокристалла (МК) галлий-гадолиниевого граната (ГГГ).

На рис. 1 изображены плоскопараллельный образец МК ГГГ 1, имеющий форму прямоугольного параллелепипеда с остаточными гармонически изменяющимися МН, и УЗ-преобразователь попереч ных волн 2.

Х Z Направим оси координат ОХ, OY и OZ соответственно вдоль высоты АВ, длины АА и C C' толщины AD плоскопараллельного образца МК ГГГ 1. Пусть остаточные МН, действующие в B' B L плоскопараллельном образце МК ГГГ 1 параллельно 2a плоскости являются сжимающими, ABBAА, Y параллельны оси ОХ, направлены противоположно O оси ОХ и равномерно распределены по толщине L D D' плоскопараллельного образца МК ГГГ 1. Величина A A' остаточных МН изменяется с увеличением расстояния от плоскости XOZ в направлении оси OY Рис. 1. Плоскопараллельный образец МК ГГГ по гармоническому закону. Преобразователь УЗ-волн с гармонически изменяющимися остаточными МН и УЗ-преобразователь поперечных волн 2 2, ширина и длина которого соответственно 2а и 2b, расположен на поверхности ABBАА образца XXIV сессия Российского акустического общества, Сессия Научного совета по акустике РАН Содержание Акустические измерения и стандартизация МК ГГГ 1. Поперечная УЗ-волна, излучаемая преобразователем 2, поляризована вдоль оси ОХ и распространяется вдоль оси ОZ, многократно отражаясь от плоскостей ССDDС и BBAAВ. Разделим плоскопараллельный образец 1 плоскостями, параллельными плоскости АВСDА, на участки с порядковым номером m, ширина которых равна ширине УЗ-преобразователя 2а.

Обозначим расстояние между соседними наибольшими значениями МН через.

На рис. 2 представлено распределение остаточных гармонически изменяющихся МН вдоль длины плоскопараллельного образца МК ГГГ, разделенного на участки шириной 2а.

Из рисунка видно, что если 10 2a, то остаточные МН можно считать практически не изме няющимися на участках от 0 до 2а ( m = 1 ) = max, от 10а до 12а ( m = 6 ) = min и от 20а до 22а ( m = 11 ) = max с градиентами скорости поперечной УЗ-волны G = 0 и линейно изменяющимися с градиентами скорости УЗ-волны, отличающимися от нуля ( G 0 ) на участках с порядковыми номерами m=2, 3, 4, 5, 7, 8, 9 и 10 [1].

X Пусть действующие в плоскопараллельном образце остаточные МН O 0 2a 14a 18a 22a Y 6a 10a min периодически изменяются согласно формуле 2am ( y ) = min 2 A cos 2 ( y a ), (1) min – наименьшее остаточное МН;

где min+A a+ a+ a+3 a + a A – амплитуда гармонически 4 2 изменяющихся остаточных МН;

– период гармонически изменяющихся остаточных МН;

min+2A у – текущая координата.

Рис. 2. Распределение гармонически изменяющихся Зависимость скорости распространения остаточных МН вдоль длины плоскопараллельного поперечной УЗ-волны s вдоль оси OZ от образца МК ГГГ, разделенного на участки шириной 2а координаты входа УЗ-пучка у при указанном распределении остаточных МН (1) в плоскопараллельном образце МК ГГГ можно представить в виде s ( y ) = s min + 2 s A cos 2 ( y a), где s min – наименьшая скорость распространения поперечной УЗ-волны;

s A – амплитуда изменения скорости распространения поперечной УЗ-волны.

На рис. 3 изображены траектории 2am Y распространения УЗ-пучков в О О 5 полубесконечном МК ГГГ с гармонически 2a 2a 2a изменяющимися остаточными МН в О 3 R зависимости от координаты входа УЗ-пучка О 2 у.

R Угол отклонения УЗ-луча от его направления R y m 2Ln при излучении m равен m = arcsin, 2Ln R 2Ln4 R Y 2Ln5 5 4 2 (2) 12a 12a a+ где y m – путь, пройденный УЗ-лучом, 2 BA D C 10a 10a излученным на участке с порядковым номером 8a 8a a+ m, до пересечения с прямой, параллельной оси 6a 6a соответствующей наименьшим OZ, 4a 4a гармонически изменяющимся остаточным МН G 2a 2a min ;

R – радиус кривизны луча [2].

a 0X0 Z О,G О 2Ln Значение радиуса R зависит от Рис. 3. Траектории распространения УЗ-пучков градиента изменения скорости в полубесконечном МК ГГГ с гармонически распространения поперечной УЗ-волны в изменяющимися остаточными МН в зависимости плоскопараллельном образце МК ГГГ с от координаты входа УЗ-пучка y m остаточными МН определяется соотношением XXIV сессия Российского акустического общества, Сессия Научного совета по акустике РАН Содержание Акустические измерения и стандартизация s R=, (3) grad s d s 2 Причем grad s = s Asin = ( y a).

dy Максимальное значение градиента скорости распространения поперечной УЗ- волны d s s A.

= (4) dy max Подставляя (3) и (4) в (2), получим выражение для угла отклонения УЗ-луча в плоскопараллельном образце МК ГГГ с гармонически изменяющимися остаточными МН 2 s A y m m = arcsin.

s Из рисунка видно, что для лучей УЗ-пучков, имеющих разные координаты входа y m, максимальный угол достигается при различной длине пути в полубесконечном МК ГГГ с гармонически изменяющимися остаточными МН – чем больше расстояние от точки входа УЗ-пучка до прямой, параллельной оси ОZ и проходящей через наименьшее значение гармонически изменяющихся остаточных МН, тем больше угол m.

Рассмотрим траектории параллельных УЗ-пучков, излученных в полубесконечный МК ГГГ перпендикулярно гармонически изменяющимся вдоль оси ОY остаточным МН с периодом, действующими в плоскости, параллельной XOY и равномерно распределенными по толщине образца L.

На рис. 4 показан ход лучей УЗ-пучков в полубесконечном МК ГГГ с гармонически изменяющимися остаточными МН.

Y 2am 2am Y 42a 42a 40a 40a 38a 38a 36a 36a 34a 34a 32a 32a 30a 30a 28a 28a 26a 26a 24a 24a 22a 22a 20a 20a 18a 18a 16a 16a 14a 14a 12a 12a 10a 10a 8a 8a 6a 6a 4a G 4a 2a 2a 0X 0 Z O, G O 0 4L 6L 8L 2L 10L 2Ln л л л л Рис. 4. Ход лучей УЗ-пучков в полубесконечном МК ГГГ с гармонически изменяющимися остаточными МН Из рисунка видна качественная картина зависимости искривления траектории УЗ-пучков при распространении в полубесконечном образце с гармонически изменяющимися остаточными МН. Ход лучей показывает, что искривления траекторий распространения УЗ-пучков существенно зависят от соотношения ширины 2а УЗ-пучка, периода остаточных МН и расстояния 2L. Лучи УЗ-пучков, входящие в область положительного градиента (0 y m 11a ), отклоняются в сторону положительного направления оси ОY. Максимальный угол отклонения этих лучей достигается при пересечении их XXIV сессия Российского акустического общества, Сессия Научного совета по акустике РАН Содержание Акустические измерения и стандартизация траектории с прямой, параллельной оси OZ, при y = 11a, после чего эти лучи попадают в область отрицательного градиента, их угол отклонения уменьшается до нуля, а затем лучи снова начинают отклоняться в другую сторону.

Поперечное сечение УЗ-пучка совместится с УЗ-преобразователем на расстоянии лm вследствие искривления траектории при распространении, которое определяется по формуле 4 s А /A sin m.

лm = grad s 0, Учитывая, что 0, s (1 cos m ) = 2am, 0, n grad s 10 20 0 получим а) лучи 1 и 6 m = 1 ;

m= y1 = a y6 = 11a s А /A0 лm = 8am 1.

am grad s 0, На рис. 5 показаны серии 0, многократных отражений импульса УЗ 0, коле-баний при его распространении в n 10 20 0 плоскопараллельном МК ГГГ с б) луч 2 m = 2 y 2 = 3a гармонически изменяющимися остаточными МН для различных А /A координат входа УЗ-пучка y m.

0, Амплитуда эхо-импульсов в 0, сериях многократных отражений на 0, участках с наибольшими и наименьшими n остаточными МН и градиентом изменения 10 20 0 скорости распространения поперечной УЗ в) луч 3 m = 3 y 3 = 5a волны, равным нулю убывает по А /A экспоненциальному закону (рис. 5а).

Серии многократных отражений на 0, участках с линейно изменяющимися 0, остаточными МН и градиентом изменения 0, n скорости распространения поперечной УЗ 10 20 0 волны, не равным нулю, состоят из двух и г) луч 4 m = 4, y 4 = 7a более последовательностей эхо-импульсов А /A (рис. 5б-д).

Изменение амплитуды эхо 0, импульсов в последовательностях не 0, является экспоненциальным и с 0, увеличением амплитуды гармонически n 10 20 0 изменяющихся остаточных МН д) луч 5 m = 5, y 5 = 9a приближается к линейному [3].

Рис. 5. Серии многократных отражений импульса УЗ-колебаний для различных координат входа УЗ-пучка y m Расстояния между первой и второй последовательностями эхо-импульсов в сериях определяются разностью порядковых номеров рассматриваемого участка m и участка с наименьшими остаточными МН чем меньше разность, тем ближе последовательности.

ЛИТЕРАТУРА Сластен М.И. Измерение градиента скорости ультразвука в монокристаллах с гармонически изменяющимися 1.

остаточными механическими напряжениями // Известия ЮФУ. Технические науки. – Таганрог: Изд-во ТТИ ЮФУ, 2011. – № 1 (114). – С. 36-43.

Сластен М.И. Ультразвуковой контроль остаточных механических напряжений в монокристаллах галлий 2.

гадолиниевого граната. – Таганрог: ТРТУ, 2004. – 127 с.

Сластен М.И. Измерение градиента скорости ультразвука в монокристаллах с линейно изменяющимися 3.

механическими напряжениями // Акустические измерения и стандартизация. Ультразвук и ультразвуковые технологии. Атмосферная акустика. Акустика океана / Сборник трудов XXII сессии Российского акустического общества и Сессии Научного совета РАН по акустике. В 3-х т. – М.: ГЕОС, 2010. – Т. 2. – С. 98-102.

XXIV сессия Российского акустического общества, Сессия Научного совета по акустике РАН Содержание Акустические измерения и стандартизация УДК 534.6. Н.Е. Никитина О СПЕЦИФИКЕ ИЗМЕРЕНИЯ СКОРОСТИ И ДИСПЕРСИИ СКОРОСТИ УЛЬТРАЗВУКА В СТРУКТУРНО-НЕОДНОРОДНОЙ СРЕДЕ 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 Рассмотрены специфические проблемы прецизионного измерения фазовой и групповой скорости ультразвука в твердых средах, с использованием импульсного метода возбуждения и приема акустических колебаний среды. Эти проблемы связаны с влиянием внутренней структуры металлов и сплавов на распространение в них упругих волн мегагерцевого диапазона частот (миллиметровые волны). Микроструктура материала оказывает существенное влияние на результаты прецизионных измерений параметров распространения узкополосных частотных пакетов, несмотря на то, что размеры структурных составляющих обычных конструкционных материалов существенно меньше длины волны ультразвука. Указанные эффекты предлагается не только учитывать при разработке методик прецизионных акустических измерений, но и конструктивно использовать, в частности, для экспериментального исследования дисперсионных свойств структурно-неоднородных сред. На примере зондирующего сигнала в виде «радиоимпульса» с плавной огибающей прослежены дополнительные источники погрешностей измерения эхо-методом фазовой и групповой скоростей упругих волн - акустических характеристик, часто используемых в задачах неразрушающего контроля и ультразвуковой диагностики твердых сред. Приведены экспериментальные данные, подтверждающие необходимость учета рассмотренных здесь специфически импульсных эффектов при изучении характера распространения упругих волн ультразвуковой частоты в конструкционных материалах.

Скорость распространения звука (ультразвука) является важнейшей информативной характеристикой акустических методов контроля и диагностики конструкционных материалов. Первые измерения скорости звука с высокой точностью проведены в 1910 году А.Б. Млодзеевским, в лаборатории Московского университета, возглавляемой известным физиком П.Н. Лебедевым. Результатом экспериментов стало доказательство постоянства скорости звука в воздухе вплоть до ультразвуковых частот [1]. В том же году Лебедевым и его учениками был создан генератор с прерывистой искрой («поющая дуга»), позволивший возбуждать колебания частотой 130-140 кГц, значительно превышающей частоты слышимого диапазона. Эти работы инициировали зарождение новой отрасли акустики – молекулярной, имеющей дело в основном с волнами ультра- и гиперзвуковых частот.

К настоящему моменту достигнута высокая точность измерения частотных (временных) интервалов, характеризующих частотные (временные) сдвиги электрических сигналов, по которым судят о времени (скорости) распространения звуковых (ультразвуковых) волн в твердой среде. Удивляет, однако, обилие статей и изобретений, в которых такая же высокая точность приписывается и определению физических параметров колебаний и волн на основе этих измерений. Особенно это относится к использованию импульсного метода - наиболее распространенного в практике ультразвукового (УЗ) контроля изделий различного назначения (около 90% объектов, контролируемых акустическими методами, проверяют эхо-методом [2]). В самом общем виде схема практического осуществления метода приведена на рис. 1.

Рис. 1. Блок-схема эхо-импульсного метода определения скорости ультразвука:

1 – образец;

2 – датчик;

3 - генератор импульсов;

4 – линия задержки;

5 – ограничитель возбуждающего импульса;

6 – усилитель эхо-импульсов;

7 – осциллограф Некоторые довольно «слабые» акустические эффекты, такие, как явление акустоупругости в твердых телах, требуют для своего осуществления измерения скорости ультразвука с погрешностью, много меньшей длительности УЗ импульса. Желаемый эффект достигается путем отказа от использования видеоимпульсов, фактически применяемых в УЗ дефектоскопии и УЗ толщинометрии, и перехода к так называемым «радиоимпульсам» с четко выраженным высокочастотным заполнением. Тогда можно более XXIV сессия Российского акустического общества, Сессия Научного совета по акустике РАН Содержание Акустические измерения и стандартизация четко следить за передвижением какой-либо «реперной» точки профиля импульса, например, определенного амплитудного максимума (минимума) несущей (рис. 2). Но как выбрать эту точку и как сравнить результаты своих измерений с результатами других авторов? Не зависят ли они от выбора «реперной» точки? И какую именно скорость мы собираемся измерять: скорость распространения фронта, максимума амплитуды импульса, фазовую или групповую скорости УЗ волны?

Рис. 2. Прецизионное измерение задержки УЗ импульса в материале При применении «велосиметрических» методов исследования свойств среды наиболее подходящей в качестве информативного параметра является фазовая скорость. Строго говоря, она не связана с перемещением по пространству чего-либо, кроме явно бестелесной величины под названием «фаза колебаний». Фазовая скорость ассоциируется с гармонической волной и сравнительно легко определяется в системах стоячей волны и в интерферометрах [3]. Как известно, ее физический смысл состоит в следующем: если в выбранной точке пространства фаза колебаний частоты f = равна, то по прошествии времени nT = n или в этот же момент времени на расстоянии n она будет равна f + 2n. Отношение пространственного и временного периода колебаний среды, естественно, имеет размерность скорости. Но никакого материального движения она не определяет (никого ведь не удивляет, что «скорость» распространения электромагнитных волн по волноводу может превышать скорость света, ведь это «кажущееся» движение типа движения «огоньков» на елочной гирлянде или муаровых полос).

В то же время величина V = = f для данной частоты возбуждаемых в среде колебаний T определяется исключительно свойствами среды. Например, скорости распространения объемных продольных и сдвиговых волн в изотропном твердом теле, не обладающем внутренней структурой, не зависят от частоты и определяются упругими модулями и плотностью материала. Резонансные методы измерения фазовой скорости основаны на использовании этого определения и фиксировании частоты той волны, длина которой и длина резонатора находятся в соотношении n = 2 L. Однако для поддержания резонансных колебаний твердой среды требуются большие затраты энергии, кроме того, колебания изделий сложной формы требуют довольно громоздкого математического описания.

Наиболее простым и экономичным способом возбуждения упругих волн в материале является ударное возбуждение. Применение сравнительно коротких импульсов по сравнению с периодом основной частоты обеспечивает достаточную мощность сигнала и высокую разрешающую способность импульсного метода при контроле изделий небольшой толщины. В этом случае в среде распространяется цуг волн, то есть нечто уже «на самом деле» перемещается по пространству. Скорость перемещения максимума огибающей квазигармонической волны в среде без диссипации совпадает с групповой скоростью основной частоты, отвечающей максимуму амплитудного спектра. Если в среде отсутствует не только диссипация, но и дисперсия (все гармоники «бегут» с одинаковой скоростью), фазовая скорость совпадает с групповой, обретая таким опосредованным образом некий физический смысл. При этом любая точка волнового цуга, соответствующая определенной фазе колебаний, «движется» с этой скоростью.

В неразрушающем контроле металлов и сплавов обычно используются миллиметровые волны (мегагерцевые частоты). Хотя эти волны довольно длинные по сравнению с размерами кристаллитов, зерен, включений и других структурных особенностей обычных конструкционных материалов, при проведении прецизионных УЗ измерений влияние структуры на распространение волн можно заметить.


Наличие в среде размерного параметра, много меньшего длины волны, проявляется в слабой высокочастотной дисперсии волн. В диспергирующей среде каждой гармонике соответствует своя фазовая скорость, поэтому, привязавшись к определенной фазе колебаний в волновом цуге, не так-то просто предсказать, через какое время и в какой точке пространства мы снова увидим эту фазу.

Для «радиоимпульса» с плавной огибающей и основной частотой 0, занимающего в частотной XXIV сессия Российского акустического общества, Сессия Научного совета по акустике РАН Содержание Акустические измерения и стандартизация области полосу 0, постоянную распространения в среде со слабой дисперсией можно разложить в ряд около малой окрестности частоты 0 :

1 d 2q dq q( ) = q(0 ) + ( 0 ) + ( 0 )2 +.... (1) d = 0 2 d 2 = Если ограничиться третьим членом ряда, это означает, что слабая дисперсия среды в диапазоне частот d 2q полностью характеризуется дисперсионным параметром [4]. Аппроксимируя 0 ± D= d дисперсионную характеристику кусочно-линейной функцией, величину D можно экспериментально определить по точкам, соответствующим различным несущим частотам импульсов.

По прошествии импульсом пути L в среде с дисперсионной характеристикой вида (1), где t gr dq, две «простые группы» [3] с центральными частотами 1 = 0 + и 2 = 0 и = = d Vgr L скоростями V1gr и V2 gr разойдутся по времени на величину L L = 2 DL.

t gr = (2) Vgr (1 ) Vgr ( 2 ) При высокочастотной дисперсии (D 0) группа волн 1 с более высокой частотой придет к приемнику позже, чем вторая группа, и величину ее «опоздания» определит дисперсионный параметр D. И, наоборот, его величину можно экспериментально найти по разнице групповых скоростей узкополосных сигналов с близкими частотами. Если в среде распространяется сигнал, длительность которого ограничена шириной полосы частот ( 1, где 0 - полудлительность импульса), то частоты 1 и 2 в среде со слабой дисперсией вряд ли покинут пределы волнового цуга, однако вызовут фазовые искажения в импульсе при его распространении. Эти искажения можно количественно характеризовать индексом фазовой модуляции M = 2t gr = 4( )2 DL [5]. Эта величина стандартным образом определяется по формуле M = 2 D 2 [6], где D - частотная девиация на протяжении эффективной длительности импульса.

Формула (3) позволяет определять величину дисперсионного параметра среды в полосе частот, занимаемой импульсом, с помощью экспериментальной установки, показанной на рис. 1. Для этого можно, например, измерить величины нескольких периодов в эхо-импульсах (рис. 2) и сравнить их между собой. Формулу (2) при этом можно интерпретировать так, что две соседних группы волн с частотами f1 = 1 и f 2 = 1 по прошествии пути L разошлись по времени на величину T0. Для анализа сигналов во T T временной области выражение для индекса фазовой модуляции можно представить в виде:

d 2 dT dT 2 0 2 0 = 2 4 0 = 2n M=, (3) dt T0 dt dt d - частотная модуляция в импульсе;

T0 = 2 среднее значение периода колебаний в импульсе;

где dt 2 безразмерная эффективная длительность импульса. На этой основе получим оценочную n= T формулу для дисперсионного параметра среды в полосе частот, занимаемой импульсом [5,7]:

n 2T02 dT D=. (4) 8L dt Если формы импульса и его спектра симметричные, то при расхождении между собой частот 1 и 2 центральная частота о не должна смещаться от центра импульса, и ее групповая скорость будет соответствовать перемещению максимума огибающей. А что же фазовая скорость? Она уже никак не 2V ( = 2 = dV может быть равной групповой хотя бы в силу известного соотношения Vgr = V ) [8].

d k Значит, о ней надо судить по перемещению не максимума огибающей, а какой-то другой точки профиля импульса.

По определению, все точки профиля гармонической волны бегут с фазовой скоростью. В то же время, резкий перепад давления в тонком стержне, вызванный, например, ударом по одному его концу, распространяется со скоростью V = E [7], с которой и точки профиля гармонической волны. Можно XXIV сессия Российского акустического общества, Сессия Научного совета по акустике РАН Содержание Акустические измерения и стандартизация предположить, что для радиоимпульса с огибающей типа «меандра» скорость распространения фронта (как переднего, так и заднего) будет наиболее близка к фазовой скорости основной частоты. Если «линией фронта» считать точки перегиба плавной огибающей, то они и должны двигаться с фазовой скоростью основной частоты. Эти простые рассуждения подтверждаются путем Фурье-анализа распространения в среде с дисперсионной характеристикой (1) узкополосного частотного пакета колоколообразной (гауссовой) формы [9].

С помощью акустического стенда, собранного на основе измерителя временных интервалов И2-22, проведена экспериментальная проверка чувствительности эхо-метода к структурной неоднородности алюминиево-магниевого сплава. Для возбуждения и приема упругих импульсов с плавной огибающей и эффективной длительностью 4 периода основной частоты 4,7 Мгц использованы пьезопреобразователи оригинальной конструкции. С погрешностью, не превышающей 2 нс, проведены измерения временных интервалов, характеризующих как задержки импульсов сдвиговых волн в материале, так и фазовые искажения внутри импульса.

Замечено существенное влияние дисперсии на распространение импульсов - увеличение периода колебаний в начале импульса и его уменьшение в конце (D 0). По экспериментально наблюдаемому изменению индекса частотной модуляции в импульсе удалось определить величину дисперсионного параметра D в полосе частот 4,4-5,0 Мгц, занимаемой импульсом [7].

Таблица демонстрирует влияние выбора «реперной» точки, соответствующей первому, второму (и т.д.) максимумам амплитуды колебаний в импульсе, на величину фазовой скорости импульса, прошедшего в материале путь около 0,5 м. Вторая строчка соответствует волне (1) параллельной прокату поляризации, а третья - волне (2) перпендикулярной прокату поляризации. Относительная погрешность измерения скорости составляет 0,005% и определяется в основном погрешностью измерения толщины материала.

Таблица № 1 2 3 4 5 V1, м с 1 3284,8 3284,2 3284,3 3284,4 3284,5 3284, V2, м с 1 3262,4 3261,7 3261,4 3260,9 3261,5 3262, Разница скоростей перемещения различных точек профиля импульса волны (1) достигает 0,02%, для волны (2) - превышает 0,08%. В то же время, приложение к образцу легкого алюминиевого сплава напряжения, близкого к пределу текучести, вызовет изменения скорости сдвиговых волн, поляризованных вдоль линии действия нагрузки, достигающие 1%. Для волн, поляризованных в поперечном направлении, эта величина не превысит 0,3%. Таким образом, в задачах, связанных с прецизионными ультразвуковыми измерениями, рассмотренные здесь эффекты следует иметь в виду и по возможности учитывать.

Работа выполнена при финансовой поддержке РФФИ, проект № 10-08-01108.

ЛИТЕРАТУРА Ржевкин С.Н. А.Б. Млодзеевский (к 75-летию со дня рождения) // УФН. 1958. Т. 66. Вып. 1. С. 145-146.

1.

Неразрушающий контроль и диагностика: Справочник / Под ред. В.В. Клюева. М.: Машиностроение, 2003. 656 с.

2.

3. Northwood T.D., Anderson D.V. Velocity considerations in pulse propagation // J. Acoust. Soc. Amer. 1950. V. 22. Nо 4. P. 513-514.

Горелик Г.С. Колебания и волны. М.: ГИФМЛ, 1959. 572 с.

4.

Никитина Н.Е. Исследование дисперсионных свойств конструкционного материала в ультразвуковом частотном диапазоне / 5.

Сборник трудов XI сессии РАО. Том 2. М.: ГЕОС. 2001. С. 282-286.

Гоноровский И.С. Радиотехнические цепи и сигналы. М.: Сов. радио, 1971. С. 138.

6.

Никитина Н.Е. Измерение дисперсионного параметра упругих волн импульсным методом // Акуст. журн. 1999. Т. 45. № 1. С.

7.

105-109.

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

8.

Никитина Н.Е. Об одной составляющей погрешности измерения фазовой скорости ультразвука импульсным методом // 9.

Дефектоскопия. 1989. № 8. С. 23-29.

УДК Ринкевич А.Б., Немытова О.В., Перов Д.В.

УЛЬТРАЗВУКОВОЙ КОНТРОЛЬ ОБЪЕКТОВ ИЗГОТОВЛЕННЫХ ИЗ ПОЛИ - И МОНОКРИСТАЛЛОВ НА НИКЕЛЕВОЙ ОСНОВЕ Институт физики металлов УрО РАН Россия, 620041 Екатеринбург, ул. С.Ковалевской, Тел.: (343) 378-36-97 Факс: (343) 374-52- Эл. почта: mif—83@mail.ru;

peroff@imp.uran.ru;

rin@imp.uran.ru Представлены результаты экспериментальных исследований, посвященных выявлению искусственных отражателей и дефектов в моно- и поликристаллических образцах из жаропрочных сплавов на никелевой основе. Для монокристаллов XXIV сессия Российского акустического общества, Сессия Научного совета по акустике РАН Содержание Акустические измерения и стандартизация рассмотрена специфика ультразвукового контроля. Измерены скорости продольных волн и коэффициенты затухания в моно- и поликристаллах. С использованием наклонного преобразователя выполнено выявление дефекта в лопатке турбины.

Из жаропрочных сплавов на никелевой основе часто изготавливаются лопатки и диски стационарных и авиационных газотурбинных двигателей, а также другие детали турбин [1]. В процессе эксплуатации такие детали подвергаются действию механических нагрузок и неравномерному нагреву.

Материалы для них должны сочетать высокие значения прочности, пластичности и сопротивления усталости и коррозионную стойкость во всём диапазоне рабочих температур при длительном нагружении. Упрочняющей фазой в жаропрочных никелевых сплавах является -фаза на основе интерметаллического соединения Ni3Al, выделяющаяся в никелевом твердом растворе в виде частиц, когерентно связанных с матрицей. Наличие -фазы повышает жаропрочность, но с увеличением ее содержания сплавы приобретают склонность к образованию трещин при сварке, термической обработке, в условиях малоцикловой усталости. В последние годы все больший практический интерес вызывают монокристаллы этих сплавов [1].

Наибольший интерес представляет проблема выявления трещин, возникших в процессе эксплуатации изделия. Трещины и другие дефекты нарушения сплошности жаропрочных сплавов могут привести к тяжелым авариям. Поэтому представляется целесообразной разработка методик ультразвукового контроля изделий из жаропрочных никелевых сплавов.

Для правильного построения методик контроля нужно заранее знать значения коэффициентов затухания в промышленных жаропрочных сплавах и скорость волн. Нужно исследовать надежность выявления искусственных и естественных дефектов типовыми преобразователями и определить, достаточны ли их чувствительность и разрешающая способность. Решению этих вопросов посвящена данная работа.

Исследованы моно- и поликристаллические образцы промышленных жаропрочных сплавов ЦНК 8МП и ВКНА-4У, а также лопатка из сплава ЧС-70В после эксплуатации в условиях Якутской теплоэлектростанции.

Образцы размером 10х14х8 мм были вырезаны электроискровым способом из средней части слитков. После шлифовки, образцы для акустических измерений имели две параллельные плоскости, с которых возбуждались и принимались волны. Измерения производились преобразователями на продольных волнах на частотах 5 и 15 МГц и на поперечных волнах на частоте 2 МГц.

Измерения скоростей и коэффициентов затухания выполнены с использованием микропроцессорной платы PCUS10, инсталлированной как устройство в персональный компьютер. Часть экспериментов выполнена на установке RAM-5000 фирмы Ritec, USA. Скорости волн определялись по точному измерению времени распространения импульсов. Коэффициент затухания измерялся по относительному уменьшению амплитуды эхо-импульсов, прошедших различное расстояние в материале.

Схемы хода лучей при ультразвуковых измерениях показаны на Рис.1, где указано также Рис. 1. Схемы хода лучей. Размер для ВКНА-4У: A = 4 mm;

B = 2 mm;

C = 2 mm. Размеры для ЦНК 8МП: A = 4 mm;

B = 4 mm;

C = 4 mm.

XXIV сессия Российского акустического общества, Сессия Научного совета по акустике РАН Содержание Акустические измерения и стандартизация расположение преобразователей. Были использованы четыре образца с искусственными отражателями, два из ЦНК-8МП и два из сплава ВКНА-4У.

Полученные данные (см. таб.1) свидетельствуют о том, что жаропрочные никелевые сплавы имеют типичные для металлических сплавов значения скоростей. Величина коэффициента затухания велика даже в монокристаллических образцах. Из-за высокой упругой анизотропии в них существенно рассеяние на границах ростовых зерен, разориентированных на малые углы ~10. Разумеется, в поликристаллических образцах с большой разориентировкой соседних зерен рассеяние намного больше.

Подробные сведения об упругих свойствах моно- и поликристаллов жаропрочных никелевых сплавов содержатся в [2,3]. Этим сплавам свойственна высокая упругая анизотропия. Например, в монокристаллах сплава ЦНК-8МП фактор упругой анизотропии A равен 2.4 – 2.6, а в монокристаллах ВКНА-4У A = 3.34.

Столь высокая анизотропия монокристаллов является основанием для того, чтобы при ультразвуковом контроле выбиралось направление волн вдоль оси кристалла высокого порядка.

Taблица 1. Скорость ультразвука и коэффициент затухания.

Материал Скорость, км/с Коэффициент затухания дБ/см* o.

ЦНК-8МП монокристалл 5.54** 2.4** ЦНК-8МП поликристалл 5.56 6. ВКНА-4У монокристалл 5.08** 4.3** ЧС-70В поликристалл 6. * Значение коэффициента затухание измеряется на частоте 15МГц ** Указанное значение относится к направлению распространения [001] Рассмотрим теперь выявление искусственных отражателей. На рис.2. показаны A-сканы для монокристаллических образцов ЦНК-8МП с дефектами: (a) – ход луча 4;

(b) – ход луча 5;

(c) – ход луча 3;

(d) – ход луча 2.

150 b Incident a Incident Echo Defect Echo Amplitude, arb. un.

Defect Amplitude, arb. un.

- - - - Straight 15MHz - Straight 15 MHz -150 0 1 2 3 4 5 Delay time, µs 0 1 2 3 4 Delay time, µs c Incident Defect 100 Echo Amplitude, arb. un.

- - Straight 15MHz - 0 1 2 3 4 5 Delay time, µs Рис.2. A-скан для монокристаллических образцов ЦНК-8МП с дефектами: (a) – ход луча 4;

(b) – ход луча 5;

(c) – ход луча 3;

(d) – ход луча 2.

Представленные результаты показывают, что в монокристаллическом образце сплава ЦНК-8МП возможно выявление небольших дефектов с диаметром 2 мм, причем разрешающая способность по глубине оказалась вполне удовлетворительной, а мертвая зона для прямого преобразователя менее 4 мм.

Выявление дефектов в поликристалле ЦНК-8МП показано на рис. 3. Несмотря на удовлетворительное выявление дефектов, следует отметить, что амплитуда донного импульса невелика. Это может быть следствием двух обстоятельств. Первое заключается в том, что значительная часть энергии ультразвукового пучка отражается от дефекта, а на донную поверхность падает лишь оставшаяся меньшая часть. Второе состоит в том, что малая амплитуда донного сигнала является результатом высокого XXIV сессия Российского акустического общества, Сессия Научного совета по акустике РАН Содержание Акустические измерения и стандартизация затухания волны в поликристаллическом сплаве. Очевидно, второе обстоятельство является отрицательным фактором для ультразвукового контроля.

150 a b Incident Defect Incident Defect 100 Amplitude,arb.un.

Amplitude, arb. un.

50 Echo 0 -50 - - - Straight 15MHz - - 0 1 2 3 4 Delay time, µs 0 1 2 3 4 Delay time,µs Рис. 3. A-скан для поликристаллических образцов с дефектами: (a) – ход луча 3;

(b) – ход луча 2.

Выявление дефекта в поликристаллическом образце ЦНК-8МП с помощью раздельно совмещенного преобразователя с частотой 5 МГц показано на рис.4. Использовался ход луча 2 при усилении 54 дБ.

Defect Incident Echo Amplitude,arb.un.

- -100 Double crystal 5MHz - 0 1 2 3 4 Delay time,µs Рис. 4. Эхосигнал, полученный в поликристаллическом образце ЦНК-8МП с помощью раздельно совмещенного преобразователя с частотой 5 МГц На рис.5. показан А-скан, полученный при контроле образца из сплава ВКНА-4У прямым преобразователем с частотой 15 МГц при ходе луча 1. На развертке видны два четкие отражения от искусственного плоскодонного дефекта диаметром 2 мм и два донных эхоимпульса.

Incident 1st echo 2nd echo Amplitude,abr.un.

- -100 Defect - 0 1 2 3 4 Delay time,µs Рис. 5. А-скан, полученный при контроле образца из сплава ВКНА-4У прямым преобразователем с частотой 15 МГц при ходе луча В качестве примера выявления дефекта в изделии рассмотрим материалы исследования лопатки турбины Якутской теплоэлектростанции. До разрушения лопатка эксплуатировалась 9390 часов на газовой турбине при температуре 880°С. В данном образце трещины имеют длину от 3 до 15 мм с раскрытием практически по всей длине на 0,2-0,4 мм. Одна из трещин более крупная, длиной 10 мм с раскрытием в устье 1-2 мм. Для выявления дефекта были использован наклонные преобразователи с рабочей частотой 5 МГц и углами ввода 400 и 650 (по стали). Развертки типа А показаны на рис. 6.

XXIV сессия Российского акустического общества, Сессия Научного совета по акустике РАН Содержание Акустические измерения и стандартизация Проведено измерение скоростей ультразвуковых волн и коэффициентов затухания для моно- и поликристаллических образцов жаропрочных сплавов ЦНК-8МП, ЧС-70В и сплава ВКНА-4У. Показано, что коэффициенты затухания в поликристаллическом состоянии значительно больше, чем в монокристаллическом. Большая величина коэффициента затухания поликристаллических сплавов может вызвать затруднения при ультразвуковом контроле.

2.0 2. a b 5MHz 650 5MHz 1. 1. 1. Amplitude,arb.un.

1. Amplitude, arb. un.

1. 1.0 1. Defect 0.8 Defect 0. 0. 0. 0. 0. 0. 35 0 5 10 15 20 25 0 5 10 15 20 25 Delay time,µs Delay time, µs Рис. 6. Эхосигнал, полученный на фрагменте исследуемой лопатки с помощью преобразователей 650-а и 400-b Проведено выявление искусственных отражателей типа “плоскодонное отверстие” и “боковое сверление” в моно- и поликристаллических образцах. Приведены примеры разверток типа А. Показано, что лучевой разрешающей способности и величины мертвой зоны прямого преобразователя на частоту 15МГц достаточно для выявления отражателя диаметром 2 мм, расположенного на глубине от 3 до 10 мм.

Для раздельно-совмещенного преобразователя на частоту 5 МГц лучевая разрешающая способность оказалась достаточной не во всех вариантах измерений.

Приведен анализ особенностей ультразвукового контроля монокристаллических изделий.

Проведено исследование, показавшее возможность выявления реального дефекта в лопатке из сплава ЧС 70, и трудности в выполнении контроля.

Работа выполнена по плану РАН (тема № 01.2.006 13393) с частичной поддержкой программы Президиума РАН, проект 09-П-2-1001.

ЛИТЕРАТУРА 1. Sims Ch., Stoloff N., Hagel W. Superalloys II, John Willey & Sons Inc., 1987, V.2, 369 р.

2. A. B. Rinkevich, N. N. Stepanova, and A. M. Burkhanov. Acoustical Properties of Ni3Al Single Crystals Alloyed with Cobalt and Niobium / The Physics of Metals and Metallography. 2006. Vol.102 №6. p.632- 3. Rinkevich A.B., Rodionov D., Stepanova N. Elastic and thermal properties of heat-resistant steels and nickel-based alloys. Forum Acusticum 2005, Budapest, Abstracts, Acta Acustica, 2005, Suppl.1, p.S УДК 621. О.В. Пономарева ТЕОРИЯ СПЕКТРАЛЬНОГО АНАЛИЗА ДИСКРЕТНЫХ СИГНАЛОВ НА КОНЕЧНЫХ ИНТЕРВАЛАХ В БАЗИСЕ ПАРАМЕТРИЧЕСКИХ ДИСКРЕТНЫХ ЭКСПОНЕНЦИАЛЬНЫХ ФУНКЦИЙ Ижевский государственный технический университет Россия, г. Ижевск, пл. 50 лет октября, Тел.: (3412) 68-25-28, +7-912-856-59-67;

факс: (3412) 68-29-79;



Pages:     | 1 || 3 |
 





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

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