Загрузил Алексей Альошинька

JES 2017 1

Реклама
SUMY STATE
UNIVERSITY
p-ISSN 2312-2498
e-ISSN 2414-9381
http://jes.sumdu.edu.ua
JOURNAL
OF ENGINEERING
SCIENCES
ЖУРНАЛ
ІНЖЕНЕРНИХ
НАУК
ЖУРНАЛ
ИНЖЕНЕРНЫХ
НАУК
Volume 4
Issue 1 (2017)
The Ministry of Education and Science of Ukraine
Міністерство освіти і науки України
Министерство образования и науки Украины
JOURNAL OF ENGINEERING SCIENCES
ЖУРНАЛ ІНЖЕНЕРНИХ НАУК
ЖУРНАЛ ИНЖЕНЕРНЫХ НАУК
Scientific Journal
Науковий журнал
Научный журнал
Volume 4, Issue 1 (2017)
Том 4, № 1 (2017)
Founded in 1994
Заснований у 1994 році
Основан в 1994 году
Sumy State University
Сумський державний університет
Сумский государственный университет
“Journal of Engineering Sciences” is an open access scientific journal that covers urgent
issues of the modern high-tech production, development of new scientific engineering trends
and future technologies.
«Журнал інженерних наук» – це журнал, що публікується у відкритому доступі та
висвітлює актуальні питання сучасного високотехнологічного виробництва, розвитку
нових наукових течій у техніці та розробки технологій майбутнього.
p-ISSN 2312-2498
e-ISSN 2414-9381
Recommended for publication
by the Academic Council of Sumy State University,
(minutes No. 11 of 15.06.2017)
Рекомендовано до друку
вченою радою Сумського державного університету,
(протокол № 11 від 15.06.2017 року)
The Journal is the scientific professional edition of Ukraine in the field of Engineering
Sciences (ordered by the Ministry of Education and Science of Ukraine, July 13, 2015,
No. 747): http://old.mon.gov.ua/img/zstored/files/747.rar).
Журнал є фаховим науковим виданням України у галузі технічних наук (Наказ МОН
України «Про затвердження рішень Атестаційної колегії Міністерства щодо діяльності
спеціалізованих вчених рад від 30 червня 2015 року» № 747 від 13.07.2015:
http://old.mon.gov.ua/img/zstored/files/747.rar).
The Journal of Engineering Sciences is published with the support of:
– the Faculty of Technical Systems and Energy Efficient Technologies of Sumy State
University (Sumy, Ukraine): http://teset.sumdu.edu.ua;
– the Faculty of Manufacturing Technologies with a seat in Prešov of Technical University
of Košice (Prešov, Slovak Republic): http://fvt.tuke.sk.
Журнал публікується за підтримки:
– факультету технічних систем та енергоефективних технологій Сумського державного
університету (м. Суми, Україна): http://teset.sumdu.edu.ua;
– факультету виробничих технологій Технічного університету м. Кошице,
(м. Прешов, Словаччина): http://fvt.tuke.sk.
Editorial Board:
Contact Phones:
E-mail:
Web-site:
2 Rymskogo-Korsakova St., 40007, Sumy, Ukraine
+38 (0542) 334 109; +38 (0542) 687 852
jes.sumdu@gmail.com
http://jes.sumdu.edu.ua
Редакційна колегія:
Контактні телефони:
E-mail:
Веб-сторінка:
вул. Римського-Корсакова, 2, 40007, м. Суми, Україна
+38 (0542) 687 852; +38 (0542) 334 109
jes.sumdu@gmail.com
http://jes.sumdu.edu.ua
State registration certificate of the print mass-media No. 2312-2498.
Свідоцтво про державну реєстрацію друкованого засобу масової інформації № 2312-2498.
Sumy State University, 2017
Сумський державний університет, 2017
JOURNAL OF ENGINEERING SCIENCES
ЖУРНАЛ ІНЖЕНЕРНИХ НАУК
ЖУРНАЛ ИНЖЕНЕРНЫХ НАУК
Web site: http://jes.sumdu.edu.ua
Volume 4, Issue 1 (2017)
The Journal of Engineering Sciences is indexed by the following International Scientometric Databases:
Index Copernicus International Journals Master List
https://journals.indexcopernicus.com
Directory of Open Access Journals (DOAJ)
https://doaj.org
Google Scholar
https://scholar.google.com
International Institute of Organized Research
http://www.i2or.com
Scientific Indexing Services (SIS)
http://www.sindexs.org
Academic Resource Index (Research Bible)
http://researchbib.com
Directory of Research Journals Indexing (DRJI)
http://www.drji.org
World Cat
http://www.worldcat.org
Eurasian Scientific Journal Indexing (ESJI)
http://esjindex.org
Journal Impact Factor
http://jifactor.org
Impact Factor Services for International Journals
(IFSIJ)
http://ifsij.com
Journal Factor
http://www.journalfactor.org
Open Academic Journals Index (OAJI)
http://oaji.net
Academic Keys
http://academickeys.com
International Society for Research Activity (ISRA)
Journal Impact Factor (JIF):
http://www.israjif.org
Advanced Science Index (ASI):
http://journal-index.org
International Scientific Indexing (ISI):
http://isindexing.com
Electronic copies of articles are contained in the Repositories
Електронні копії статей розміщені в репозитаріях
Global Digital Publishing Platform
https://issuu.com
Vernadsky National Library of Ukraine
http://www.nbuv.gov.ua
Electronic Sumy State University Institutional Repository
http://essuir.sumdu.edu.ua
Journal of Engineering Sciences, Volume 4, Issue 1 (2017), pp. iii–v
iii
РЕДАКЦІЙНА КОЛЕГІЯ
ГОЛОВНИЙ РЕДАКТОР
Криворучко Д. В., д-р техн. наук, професор,
Сумський державний університет, м. Суми,
Україна.
РЕДАКТОР-КОНСУЛЬТАНТ
Марцинковський В. А., д-р техн. наук, професор,
Сумський державний університет, м. Суми, Україна.
ЗАСТУПНИКИ ГОЛОВНОГО
РЕДАКТОРА
Залога В. О., д-р техн. наук, професор, Сумський
державний університет, м. Суми, Україна;
Склабінський В. І., д-р техн. наук, професор,
Сумський державний університет, м. Суми, Україна;
Гусак О. Г., канд. техн. наук, доцент, Сумський
державний університет, м. Суми, Україна.
ВІДПОВІДАЛЬНИЙ РЕДАКТОР
Павленко І. В., канд. техн. наук, доцент,
міжнародний інженер-педагог ING. PAED. IGIP,
Сумський державний університет, м. Суми, Україна.
ЧЛЕНИ РЕДАКЦІЙНОЇ КОЛЕГІЇ
Ронг Й. (К.), д-р техн. наук, професор, Вустерський
політехнічний інститут, м. Вустер, США;
Південний університет науки та технології,
м. Шенжень, Китай;
Заяц Й., д-р техн. наук, професор, Технічний
університет м. Кошице, м. Прешов, Словаччина;
Пітель Ян, д-р техн. наук, професор, Технічний
університет м. Кошице, м. Прешов, Словаччина;
Гатала М., канд. техн. наук, професор, Технічний
університет м. Кошице, м. Прешов, Словаччина;
Петрус Р., д-р техн. наук, професор, Жешувська
політехніка, м. Жешув, Польща;
Кундера Ч., д-р техн. наук, професор, Політехніка
Свєнтокжиська, м. Кельце, Польща;
Сторчак М. Г., д-р техн. наук, професор, Інститут
верстатів Штуттгартського університету,
м. Штутгарт, Німеччина;
Клименко С. А., д-р техн. наук, професор, Інститут
надтвердих матеріалів ім. В. М. Бакуля НАН
України, м. Київ, Україна;
Львов Г. І., д-р. техн. наук, професор,
Національний технічний університет «Харківський
політехнічний інститут», м. Харків, Україна;
Верещака А. С., д-р техн. наук, професор,
Московський державний технічний університет
«Станкін», м. Москва, Російська Федерація;
Швець С. В., канд. техн. наук, доцент, Сумський
державний університет, м. Суми, Україна;
Колєсніков В. І., д-р техн. наук, професор,
Ростовський державний університет шляхів
сполучення, м. Ростов, Російська Федерація;
iv
Редакційна колегія || Editorial Board
ЕDITORIAL BOARD
EDITOR-IN-CHIEF
Kryvoruchko D. V., Doctor of Sciences, Professor,
Sumy State University, Sumy, Ukraine.
ADVISORY EDITOR
Martsynkovskyy V. A., Doctor of Sciences,
Professor, Sumy State University, Sumy, Ukraine.
DUPUTY CHIEF EDITORS
Zaloga V. O., Doctor of Sciences, Professor, Sumy
State University, Sumy, Ukraine;
Sklabinskiy V. I., Doctor of Sciences, Professor,
Sumy State University, Sumy, Ukraine;
Gusak O. G., Ph.D., Associate Professor, Sumy State
University, Sumy, Ukraine.
ASSOCIATE EDITOR
Pavlenko I. V., Ph.D., Associate Professor,
International Engineer-Educator ING. PAED. IGIP,
Sumy State University, Sumy, Ukraine.
MEMBERS OF EDITORIAL BOARD
Rong Y. (K.), Doctor of Sciences, Professor, Worcester
Polytechnic University, Worcester, USA;
South University of Science and Technology,
Shenzhen, China;
Zajac J., Doctor of Sciences, Professor, Technical
University of Kosice, Presov, Slovakia;
Pitel J., Doctor of Sciences, Professor, Technical
University of Kosice, Presov, Slovakia;
Hatala M., Ph.D., Associate Professor, Technical
University of Kosice, Presov, Slovakia;
Petrus R., Doctor of Sciences, Professor, Politechnika
Rzeszowska, Rzeszow, Poland;
Kundera Cz., Doctor of Sciences, Professor, Kielce
University of Technology, Kielce, Poland;
Storchak M. G., Doctor of Sciences, Professor,
Institute for Machine Tools of Stuttgart University,
Stuttgart, Germany;
Klimenko S. A., Doctor of Sciences, Professor, Bakul
Institute for Superhard Materials of the National
Academy of Sciences of Ukraine, Kyiv, Ukraine;
Lvov G. I., Doctor of Sciences, Professor, National
Technical University “Kharkiv Polytechnic Institute”,
Kharkiv, Ukraine;
Vereshchaka A. S., Doctor of Sciences, Professor,
Moscow State Technical University “Stankin”,
Moscow, Russian Federation;
Shvets S. V., Ph.D., Associate Professor, Sumy State
University, Sumy, Ukraine;
Kolesnikov V. I., Doctor of Sciences, Professor,
Rostov State Transport University, Rostov-on-Don,
Russian Federation;
Павленко В. І., д-р техн. наук, професор,
Бєлгородський державний технологічний
університет, м. Бєлгород, Російська Федерація;
Мацевитий Ю. М., д-р техн. наук, професор,
Інститут проблем машинобудування
ім. А. М. Підгорного НАН України, м. Харків,
Україна;
Федорович В. А., д-р техн. наук, професор,
Національний технічний університет «Харківський
політехнічний інститут», м. Харків, Україна;
Філімоніхін Г. Б., д-р техн. наук, професор,
Кіровоградський національний технічний
університет, м. Кропивницький, Україна;
Похили Ф., д-р техн. наук, професор, Технічний
університет м. Брно, Чехія;
Камбург В. Г., д-р техн. наук, професор,
Пензенський державний університет архітектури
та будівництва, м. Пенза, Росія;
Атаманюк В. М., д-р техн.наук, професор,
Національний університет «Львівська політехніка»,
м. Львів, Україна;
Верещака С.М., д-р техн.наук, професор, Сумський
державний університет, м. Суми, Україна;
Дядюра К. О., д-р техн.наук, професор, Сумський
державний університет, м. Суми, Україна;
Карпусь В. Є., д-р техн. наук, професор, Академія
внутрішніх військ МВС України, м. Харків,
Україна;
Пляцук Л. Д., д-р техн.наук, професор, Сумський
державний університет, м. Суми, Україна;
Вархола М., д-р техн.наук, професор, Словацький
технологічний університет м. Братислава,
Словаччина;
Карінцев І. Б., канд. техн. наук, професор,
Сумський державний університет, м. Суми, Україна;
Ковальов І. О., канд. техн. наук, професор,
Сумський державний університет, м. Суми, Україна;
Мазур М. П., д-р техн.наук, професор,
Хмельницький національний університет,
м. Хмельницький, Україна;
Петраков Ю. В., д-р техн.наук, професор,
Національний технічний університет України
«Київський політехнічний інститут
ім. І. Сікорського», м. Київ, Україна;
Симоновський В. І., д-р техн.наук, професор,
Сумський державний університет, м. Суми, Україна;
Сіренко Г. О., д-р техн. наук, професор,
Прикарпатський національний університет
ім. В. Стефаника, м. Івано-Франківськ, Україна;
Шапорєв В. П., д-р техн. наук, професор,
Національний технічний університет «Харківський
політехнічний інститут», м. Харків, Україна;
Івченко О. В., канд. техн. наук, доцент, Сумський
державний університет, м. Суми, Україна.
Pavlenko V. I., Doctor of Sciences, Professor,
Belgorod State Technological University, Belgorod,
Russian Federation;
Matsevityi Yu. M., Doctor of Sciences, Professor,
A. Podgornyi Institute for Problems of Mechanical
Engineering of National Academy of Sciences of
Ukraine, Kharkiv, Ukraine;
Fedorovich V. A. , Doctor of Sciences, Professor,
National Technical University “Kharkiv Polytechnic
Institute”, Kharkiv, Ukraine;
Filimonikhin G. B. ,Doctor of Sciences, Professor,
Kirovograd National Technical University,
Kropyvnytskyi, Ukraine;
Pochyly F., Doctor of Sciences, Professor, Brno
Technical University, Brno, Czech Republic;
Kamburg V. G., Doctor of Sciences, Professor, Penza
State University of Architecture and Building, Penza,
Russian Federation;
Atamanyuk V. M., Doctor of Sciences, Professor,
Lviv Polytechnic National University, Lviv,
Ukraine;
Vereshchaka S. M., Doctor of Sciences, Professor,
Sumy State University, Sumy, Ukraine;
Dyadyura K. O., Doctor of Sciences, Professor, Sumy
State University, Sumy, Ukraine;
Karpus V. E., Doctor of Sciences, Professor, Academy
of Internal Forces of the Ministry of Internal Affairs,
Kharkiv, Ukraine;
Plyatsuk L. D., Doctor of Sciences, Professor, Sumy
State University, Sumy, Ukraine;
Varchola M., Doctor of Sciences, Professor, Slovak
University of Technology in Bratislava,
Slovakia;
Karintsev I. B., Ph.D., Professor, Sumy State
University, Sumy, Ukraine;
Kovalyov I. O., Ph.D., Professor, Sumy State
University, Sumy, Ukraine;
Mazur M. P., Doctor of Sciences, Professor,
Khmelnytskyi National University, Khmelnytskyi,
Ukraine;
Petrakov Yu. V., Doctor of Sciences, Professor,
National Technical University of Ukraine
“I. Sikorsky Kyiv Polytechnic Institute”, Kyiv,
Ukraine;
Symonovskyy V. I., Doctor of Sciences, Professor,
Sumy State University, Sumy, Ukraine;
Sirenko G. O., Doctor of Sciences, Professor, Vasyl
Stefanyk Precarpathian National University, IvanoFrankivsk, Ukraine;
Shaporev V. P., Doctor of Sciences, Professor,
National Technical University “Kharkiv Polytechnic
Institute”, Kharkiv, Ukraine;
Ivchenko O. V., Ph.D., Associate Professor, Sumy
State University, Sumy, Ukraine.
Journal of Engineering Sciences, Volume 4, Issue 1 (2017), pp. iii–v
v
JOURNAL OF ENGINEERING SCIENCES
ЖУРНАЛ ІНЖЕНЕРНИХ НАУК
ЖУРНАЛ ИНЖЕНЕРНЫХ НАУК
Web site: http://jes.sumdu.edu.ua
Volume 4, Issue 1 (2017)
CONTENTS
MANUFACTURING ENGINEERING,
MACHINES AND TOOLS
А
V. O. Ivanov, I. V. Pavlenko
Comprehensive analysis of the mechanical system “fixture – workpiece”
A 1–A 10
A. V. Krivosheya, V. V. Voznyy, V. E. Melnyk
Analysis of the gear tooth gearing by the module m = 2.625 mm of hydraulic pumps
A 11–A 15
INVESTIGATION OF WORKING PROCESSES
IN MACHINES AND DEVICES
В
Yu. M. Vertepov
Investigation of fluid flow in the space of a liquid-ring vehicle
B 1–B 5
V. A. Lebedev, S. V. Novikov, S. A. Loy
Analytical determination of the frequency of short circuits of the arc
at surfacing in gas dioxide with welding pool mechanical oscillations
B 6–B 10
S. V. Pilipenko, V. U. Grigorenko
Analysis and development of the method for calculating calibration
of the working plank in the cold tube roller rolling mills
B 11–B 15
DYNAMICS AND STRENGTH.
HERMOMECHANICS
С
I. V. Pavlenko, V. I. Simonovskiy, A. E. Verbovyi, M. M. Demianenko
Investigation of critical frequencies of the centrifugal compressor
rotor with taking into account stiffness of bearings and seals
С 1–С 6
O. O. Pozovnyi, V. A. Martsynkovskyy
The impact of multi-gap seals on rotor dynamics
C 7–C 12
MODERN ENERGY EFFICIENT
TECHNOLOGIES
E
P. O. Yushkevich, L. S. Molchanov
Report on laboratory research of power-efficient triple-nozzle tuyere oxygen lancing
E 1–E 7
ISSUES OF MATERIALS
F
V. I. Sytar, K. M. Sukhyy, O. S. Kabat, I. I. Nachovnyi
Polymeric compositional materials based on polycarbonate for units
of devices for transform solar into thermal energy
F 1–F 7
S. A. Klimenko, S. An. Klimenko, A. S. Manokhin,
Yu. A. Mel’nichuk, M. Yu. Kopіeikina, A. O. Chumak
Сontact stresses on the rake face of cutting tools with PCBN in turning of hardened steel
F 8–F 14
vi
Contents || Зміст || Содержание
JOURNAL OF ENGINEERING SCIENCES
ЖУРНАЛ ІНЖЕНЕРНИХ НАУК
ЖУРНАЛ ИНЖЕНЕРНЫХ НАУК
Web site: http://jes.sumdu.edu.ua
Volume 4, Issue 1 (2017)
COMPUTER ENGINEERING
H
M. V. Bibyk, A. S. Dovbysh
Optimization of controlled damages on the recognition in the master education
H 1–H 6
A. I. Korobko
Methodology for developing new test methods
H 7–H 13
M. M. Bykov, V. V. Kovtun, O. O. Maksimov
Speech activity detection for the automated speaker recognition system of critical use
H 14–H 20
V. M. Nedilko, V. M. Stratonov
Analysis of the problem of forced landing of aircraft on water surface and
methods of simulation of aircraft crews at aircraft accidents of this type
H 21–H 25
Contents || Зміст || Содержание
vii
JOURNAL OF ENGINEERING SCIENCES
ЖУРНАЛ ІНЖЕНЕРНИХ НАУК
ЖУРНАЛ ИНЖЕНЕРНЫХ НАУК
Web site: http://jes.sumdu.edu.ua
Volume 4, Issue 1 (2017)
ЗМІСТ
ТЕХНОЛОГІЯ МАШИНОБУДУВАННЯ,
ВЕРСТАТИ ТА ІНСТРУМЕНТИ
А
В. О. Іванов, І. В. Павленко
Комплексний аналіз механічної системи «верстатний пристрій – заготовка»
A 1–A 10
А. В. Кривошея, В. В. Возний, В. Є. Мельник
Аналіз процесу зубохонінгування зубчастих коліс модулем m = 2,625 мм гідронасосів
A 11-A 15
ДОСЛІДЖЕННЯ РОБОЧИХ ПРОЦЕСІВ
У МАШИНАХ ТА АПАРАТАХ
В
Ю. М. Вертепов
Дослідження потоку рідини в безлопатевому просторі рідиннокільцевої машини
B 1–B 5
В. О. Лебедєв, С. В. Новіков, С. О. Лой
Аналітичне визначення частоти коротких замикань дуги при наплавленні
у вуглекислому газі з механічними коливаннями зварювальної ванни
B 6–B 10
С. В. Пилипенко, В. У. Григоренко
Аналіз і розвиток методу розрахунку калібрування робочої планки верстатів ХПТР
B 11–B 15
ДИНАМІКА ТА МІЦНІСТЬ.
ГЕРМОМЕХАНІКА
С
І. В. Павленко, В. І. Симоновський, А. Є. Вербовий, М. М. Дем’яненко
Дослідження критичних частот ротора відцентрового компресора
з урахуванням жорсткості опор і ущільнень
С 1–С 6
О. О. Позовний, В. А. Марцинковський
Вплив багатошпаринних ущільнень на динаміку ротора
C 7–C 12
СУЧАСНІ ЕНЕРГОЕФЕКТИВНІ
ТЕХНОЛОГІЇ
E
П. О. Юшкевич, Л. С. Молчанов
Результати лабораторного дослідження енергоефективної технології
продування конвертерної ванни з використанням триярусної фурми
E 1–E 7
ПИТАННЯ МАТЕРІАЛОЗНАВСТВА
F
В. І. Ситар, К. М. Сухий, О. С. Кабат, І. І. Начовний
Полімерні композити на основі полікарбонату для виготовлення
елементів систем перетворення сонячної енергії на теплову
F 1–F 7
С. А. Клименко, С. Ан. Клименко, А. С. Манохін,
Ю. О. Мельнійчук, М. Ю. Копєйкіна, А. О. Чумак
Контактні напруження на передній поверхні інструментів, оснащених композитами
на основі кубічного нітриду бору, при точінні загартованої сталі
F 8–F 14
viii
Contents || Зміст || Содержание
JOURNAL OF ENGINEERING SCIENCES
ЖУРНАЛ ІНЖЕНЕРНИХ НАУК
ЖУРНАЛ ИНЖЕНЕРНЫХ НАУК
Web site: http://jes.sumdu.edu.ua
Volume 4, Issue 1 (2017)
КОМП’ЮТЕРНА ІНЖЕНЕРІЯ
H
М. В. Бібик, А. С. Довбиш
Оптимізація контрольних допусків на ознаки розпізнавання при машинному навчанні
H 1–H 6
А. І. Коробко
Методологія розроблення нових методів випробувань
H 7–H 13
М. М. Биков, В. В. Ковтун, О. О. Максимов
Детектування мовної активності в автоматизованій системі
розпізнавання мовця критичного застосування
H 14–H 20
В. М. Неділько, В. М. Стратонов
Аналіз проблеми вимушених посадок повітряних суден на водяну
поверхню і методів тренажерної підготовки екіпажів
H 21–H 25
Contents || Зміст || Содержание
ix
JOURNAL OF ENGINEERING SCIENCES
ЖУРНАЛ ІНЖЕНЕРНИХ НАУК
ЖУРНАЛ ИНЖЕНЕРНЫХ НАУК
Web site: http://jes.sumdu.edu.ua
Volume 4, Issue 1 (2017)
СОДЕРЖАНИЕ
ТЕХНОЛОГІЯ МАШИНОБУДУВАННЯ,
ВЕРСТАТИ ТА ІНСТРУМЕНТИ
А
В. А. Иванов, И. В. Павленко
Комплексный анализ механической системы «станочное приспособление – заготовка»
A 1–A 10
А. В. Кривошея, В. В. Возный, В. Е. Мельник
Анализ процесса зубохонингования зубчатых колес модулем m = 2,625 мм гидронасосов
A 11–A 15
ИССЛЕДОВАНИЕ РАБОЧИХ ПРОЦЕССОВ
В МАШИНАХ И АППАРАТАХ
В
Ю. М. Вертепов
Исследование потока жидкости в безлопаточном пространстве жидкостнокольцевой машины
B 1–B 5
В. А. Лебедев, С. В. Новиков, С. А. Лой
Аналитическое определение частоты коротких замыканий дуги при наплавке
в углекислом газе с механическими колебаниями сварочной ванны
B 6–B 10
С. В. Пилипенко, В. У. Григоренко
Анализ и развитие метода расчета калибровки рабочей планки станов ХПТР
B 11–B 15
ДИНАМИКА И ПРОЧНОСТЬ.
ГЕРМОМЕХАНИКА
С
И. В. Павленко, В. И. Симоновский, А. Е. Вербовой, М. Н. Демьяненко
Исследование критических частот ротора центробежного
компрессора с учётом жёсткости опор и уплотнений
С 1–С 6
А. А. Позовный, В. А. Марцинковский
Влияние многощелевых уплотнений на динамику ротора
C 7–C 12
СОВРЕМЕННЫЕ ЭНЕРГОЭФФЕКТИВНЫЕ
ТЕХНОЛОГИИ
E
П. О. Юшкевич, Л. С. Молчанов
Результаты лабораторного исследования энергоэффективной технологии
продувки конвертерной ванны с применением трехъярусной фурмы
E 1–E 7
ВОПРОСЫ МАТЕРИАЛОВЕДЕНИЯ
F
В. И. Ситар, К. М. Сухий, О. С. Кабат, И. И. Начовный
Полимерные композиты на основе поликарбоната для изготовления
элементов преобразования солнечной энергии в тепловую
F 1–F 7
С. А. Клименко, С. Ан. Клименко, А. С. Манохин,
Ю. А. Мельнийчук, М. Ю. Копейкина, А. О. Чумак
Контактные напряжения на передней поверхности инструментов, оснащённых
композитами на основе кубического нитрида бора, при точении закалённой стали
F 8–F 14
x
Contents || Зміст || Содержание
JOURNAL OF ENGINEERING SCIENCES
ЖУРНАЛ ІНЖЕНЕРНИХ НАУК
ЖУРНАЛ ИНЖЕНЕРНЫХ НАУК
Web site: http://jes.sumdu.edu.ua
Volume 4, Issue 1 (2017)
КОМПЬЮТЕРНАЯ ИНЖЕНЕРИЯ
H
М. В. Бибик, А. С. Довбыш
Оптимизация контрольных допусков на признаки распознавания при машинном обучении
H 1–H 6
А. И. Коробко
Методология разработки новых методов испытаний
H 7–H 13
Н. М. Быков, В. В. Ковтун, А. А. Максимов
Детектирование речевой активности в автоматизированной
системе распознавания диктора критического применения
H 14–H 20
В. Н. Неделько, В. Н. Стратонов
Анализ проблемы вынужденных посадок воздушных суден на водную
поверхность и методов тренажерной подготовки экипажей
H 21–H 25
Contents || Зміст || Содержание
xi
JOURNAL OF ENGINEERING SCIENCES
ЖУРНАЛ ІНЖЕНЕРНИХ НАУК
ЖУРНАЛ ИНЖЕНЕРНЫХ НАУК
Web site: http://jes.sumdu.edu.ua
Volume 4, Issue 1 (2017)
International Conference on Design, Simulation, Manufacturing: The Innovation Exchange (DSMIE-2018)
is the international forum for fundamental and applied research and industrial applications in manufacturing. It focuses
on a broad range of research challenges in the fields of Manufacturing, Mechanical and Chemical Engineering, addressing
current and future trends in design approaches, simulation techniques, computer-aided systems, software development,
ICT tools and Industry 4.0 strategy implementation for engineering tasks solving. DSMIE-2018 brings together researchers from academic institutions, leading industrial companies, and government laboratories located around the world for
promoting and popularization of the scientific fundamentals of manufacturing. The conference schedule will include keynote sessions and technical sessions, expert panels, an exhibition of industry partners and more.
The working language of the conference (including conference proceedings, presentations, and discussions) is English.
xii
Journal of Engineering Sciences, Vol. 4, Issue 1 (2017)
JOURNAL OF ENGINEERING SCIENCES
ЖУРНАЛ ІНЖЕНЕРНИХ НАУК
ЖУРНАЛ ИНЖЕНЕРНЫХ НАУК
Web site: http://jes.sumdu.edu.ua/
Volume 4, Issue 1 (2017)
УДК 621.9-11:531.3
Комплексний аналіз механічної системи «верстатний пристрій – заготовка»
В. О. Іванов1), І. В. Павленко2)
1), 2) Сумський
державний університет, вул. Римського-Корсакова, 2, 40007, м. Суми, Україна
Article info:
Paper received:
The final version of the paper received:
Paper accepted online:
April 11, 2017
May 29, 2017
May 30, 2017
Correspondent Author’s Address:
1)
ivanov@tmvi.sumdu.edu.ua
2) i.pavlenko@omdm.sumdu.edu.ua
Ця стаття присвячена аналізу процесу базування та закріплення корпусних деталей у верстатних
пристроях при оброблення на свердлильно-фрезерно-розточувальних верстатах. Характерною особливістю схем базування деталей цього типу є те, що одна з плоских поверхонь використовується як установлювальна база, забезпечуючи стійкість рівноважного положення, зручність базування та усунення
вібрацій під час оброблення. У статті розроблено комплексну математичну модель системи «верстатний пристрій – заготовка» з огляду на технологічні особливості процесу базування та закріплення заготовки у верстатному пристрої. Запропоновано методику визначення жорсткості різального інструмента та функціональних елементів верстатних пристроїв. У результаті визначається статичний та
динамічний аналіз заготовки у верстатних пристроях під дією просторової системи сил різання та закріплення. Також визначаються власні частоти системи «верстатний пристрій – заготовка» та форми
вільних і змушених коливань, амплітудно-частотні характеристики.
Ключові слова: схема базування, функціональний елемент, жорсткість, вільні коливання, власна
частота, змушені коливання, сила різання, амплітудно-частотна характеристика.
1. ВСТУП
Верстатні пристрої (ВП) призначені для точного
базування та надійного закріплення заготовок при
механічному обробленні на металорізальних верстатах і є невід’ємною частиною замкненої технологічної
системи «верстат – ВП – різальний інструмент – заготовка». Саме ВП значно впливають на випуск конкурентоспроможної продукції, забезпечуючи задану
точність та якість оброблюваних поверхонь, достатню
жорсткість технологічної системи, гнучкість виробничого процесу й собівартість кінцевого виробу. Це
підтверджується тим, що ВП становлять 70–80 % від
загального обсягу технологічного оснащення [1]; в
загальному обсязі вартості виробничої системи на
частку ВП припадає 10–20 % [2]; 80–90 % витрат часу щодо технологічної підготовки виробництва витрачається на проектування та виготовлення ВП [3];
40 % бракованих деталей після механічного оброблення є наслідком недосконалості ВП [4]; 70 % нових
конструкцій ВП є модифікацією існуючих [5].
Крім того, більшість існуючих методик розрахунку не враховують динамічного характеру процесу
різання і взаємодії заготовки з елементами ВП. Таким чином, проблема проектування ВП є актуальною, пов’язаною з важливими міждисциплінарним
науково-практичним завданням забезпечення стійкого положення заготовки у ВП у процесі формоутворення поверхонь деталей.
1.1. Сучасний стан досліджень у галузі проектування та дослідження верстатних пристроїв
На цей час у світі розвиваються різні підходи до
проектування та дослідження ВП для операцій механічного оброблення деталей різних класів. Для
визначення сучасного стану досліджень у галузі проектування ВП та актуальності дослідження розглянуті основні підходи до проектування ВП із позиції
взаємодії між ВП та заготовкою.
У праці [6] досліджене тертя між елементами ВП
та заготовкою, а також визначені деформації, що
виникають у місцях їх контакту. Автори статті [7]
створили методику моделювання системи «ВП – заготовка» та визначили вплив попереднього навантаження від дії сил закріплення і сил різання на
похибку оброблюваної поверхні. У праці [8] розроблена методика аналізу стійкості системи «ВП – заготовка» та обчислення мінімального зусилля закріплення, необхідного для механічної оброблення, а
також досліджений вплив послідовності закріплення
заготовки. J. Asante аналітично обчислив і дослідив
вплив режимів різання та податливості ВП на стійкість заготовки [9]. У праці [10] наведено спрощену
аналітичну модель контактної взаємодії між затискними елементами ВП і заготовкою, а розроблена скінченноелементна модель дозволяє оцінити контактну деформацію в місцях контакту між затискними
елементами та заготовкою. Y. Zheng створив скінченноелементну модель визначення стійкості рівноважного положення заготовки у ВП, а також розробив методику оптимізації попереднього навантаження [11]. У праці [12] автори створили математичну
модель взаємодії ВП із заготовкою та аналізу детер-
Journal of Engineering Sciences, Vol. 4, Issue 1 (2017), pp. А 1–А 10.
A1
A
A
мінованого позиціонування ВП. Автори Y. Rong і
Y. Bai мають ряд досліджень у галузі точності оброблення та аналізу стійкості положення ВП, що ґрунтуються на розгляді плоскої задачі та введенні «діючого фактора», який ураховує сили тертя [13]. У праці [14] розроблена методика визначення місць і сил
закріплення для забезпечення стійкого положення
заготовки у ВП. Дослідження [15] присвячені розробленню методики контролю сили закріплення з урахуванням контактної взаємодії між заготовкою та
затискними елементами за допомогою методів нелінійного програмування. У праці [16] досліджено
проблему тимчасовості стійкості положення ВП з
урахуванням обмеження сили та напрямку її дії в
системі «ВП – заготовка». H. Deng на відміну від квазістатичного підходу попередників розглянула вплив
видалення оброблюваного матеріалу на динамічний
стан системи «ВП – заготовка» [17]. Автори статті [18]
дослідили зміщення заготовки внаслідок сил різання
при базуванні за площиною при відомих коефіцієнтах
жорсткості
функціональних
елементів.Накопичений великий досвід дослідження механічної системи «ВП – заготовка» в розрізі забезпечення умов стійкості заготовки у ВП [19, 20], визначення вільних коливань [21], вимушених коливань
[22, 23], аналізу жорсткості функціональних елементів [24], розроблення програмних засобів чисельної
реалізації алгоритмів розрахунку статичного й динамічного аналізу [25].
Враховуючи, що існуюча інформація щодо визначення місць контакту функціональних елементів
(ФЕ) ВП, до яких належать установлювальні та затискні елементи, має рекомендаційний характер і не
ґрунтується на аналітичних дослідженнях, а також
на підставі того, що існуючі методики розрахунку
сил закріплення не враховують умови стійкості заготовки і дають необґрунтовано завищені значення,
виконання досліджень є актуальним завданням.
Ця стаття сфокусована на процесі базування та
закріплення корпусних деталей у верстатних пристроях при обробленні на свердлильно-фрезернорозточувальних верстатах. Установлення корпусних
деталей у ВП здійснюється за трьома основними
схемами базування (трьома площинами, двома площинами та отвором, площиною та двома отворами),
що становлять 76 % від усіх схем базування деталей
цього класу. Характерною особливістю цих схем є те,
що одна з плоских поверхонь використовується як
установлювальна база, забезпечуючи стійкість, зручність базування та усунення вібрацій під час оброблення [26].
Метою статті є розроблення комплексної математичної моделі системи «верстатний пристрій – заготовка» з огляду на технологічні особливості процесу
базування та закріплення корпусних деталей за
схемою за трьома площинами та їх закріплення у
верстатному пристрої з урахуванням статичного й
динамічного аналізу заготовки під дією просторової
системи сил різання та закріплення.
Для досягнення поставленої мети необхідно вирішити такі завдання:
– статичний аналіз системи «верстатний пристрій
– заготовка»;
– дослідження власних частот системи та визначення відповідних форм вільних коливань;
– дослідження змушених коливань системи й виA2
значення амплітудно-частотних характеристик;
– створення методики розрахунку системи та розроблення практичних рекомендацій щодо її використання під час проектування ВП.
2. ОСНОВНА ЧАСТИНА
2.1. Статичний аналіз системи «верстатний
пристрій – заготовка»
2.1.1. Визначення статичних реакцій у функціональних елементах верстатних пристроїв
Розглянемо консервативну механічну систему, що
складається із заготовки, закріпленої в шести опорах
1, 2, ..., 6 у глобальній ортогональній системі координат XYZ із центром у точці О (рис. 1).
Зовнішніми активними силами є:
а) компоненти сили різання Fx, Fy і Fz, прикладеної в точці A (X, Y, Н1);
б) сила закріплення Q, прикладена в точці B (L/2,
B/2, Н);
в) вага заготовки G, прикладена в центрі ваги
С (XС, YC, ZC).
Рисунок 1 – Розрахункова схема механічної
системи «верстатний пристрій – заготовка»
У першому наближенні припускається, що жорсткість заготовки перевищує жорсткість функціональних елементів ВП та різального елемента. Це дозволяє розглядати механічну систему як дискретну з
шістьма ступенями вільності (поступальний рух уздовж трьох осей просторової ортогональної системи
координат та обертання відносно цих осей. Крім того,
такий підхід дозволяє в подальшому модальному
аналізі визначити критичні частоти як парціальні
для механічної системи «ВП – заготовка».
Керуючись принципом звільнення від в’язей, дія
опорних поверхонь на заготовку замінюється шістьма реакціями опор R1, R2, …, R6. Умови рівноваги
заготовки у ВП для просторової системи сил мають
такий вигляд:
Manufacturing engineering, machines and tools
 Fx  R6  0, Fy  R4  R5  0,  Fz  Q  G  R1  R2  R3  0,

 Fy H 1  Fz Y  QB / 2  GYC  R1 B  a   R2 a  R3 B / 2  R4 H / 2  R5 H / 2  0,

 Fx H 1  Fz X  QL / 2  GX C  R1 a  R2 a  R3 L  a   R6 H / 2  0,
 F Y  F X  R a  R L  a   R B / 2  0.
y
4
5
6
 x
Одержана система шести лінійних алгебраїчних
рівнянь із шістьма невідомими реакціями Rі
(i = 1, 2, …, 6) у матричній формі має вигляд:
AR  F Q G,
(2)
де [А] – матриця коефіцієнтів (напрямних косинусів і плечей сил):
 0
 0

 1
A  
B  a
 a

 0

0
1
1
0 
1
0
0
0 
,
B/2 H /2 H /2
0 
La
0
0
H /2 

0
a
L  a  B / 2
0
0
0
1
a
a
0
0
0
1
(3)
{F}, {Q}, {G} – вектори-стовпці сил різання, закріплення і тяжіння:
Fx




Fy




Fz
F   
,
 Fy H1  FzY 
 Fx H1  Fz X 


 FxY  Fy X 
 0 
 0 


 Q 
Q  
,
QB / 2
QL / 2 


 0 
 0 
 0 


 G 
G   .
 GYC 
GX C 


 0 
(4)
(5)
за умови невиродженої матриці [A]:
det  A  2a  L  2a  B   0,
2
minB, L
L
H

, a  X  , H1  ,
a 
2
2
2

F


2
X

a
B

2
a
 x 
, Q
Fz .
B
B  2a

 Fy
(8)
Таким чином, статичний аналіз дозволяє визначити рівноважне положення заготовки, щодо якого
можливе подальше дослідження динаміки механічної системи «ВП – заготовка».
2.1.2. Визначення коефіцієнтів жорсткості функціональних елементів ВП
Статичні навантаження Ri на податливі опори 1,
2, …, 6 спричиняють їх деформацію. Відповідні значення переміщень точок опорної поверхні можуть
бути визначеними емпіричною залежністю
(9)
що може бути одержана шляхом апроксимації існуючих експериментальних даних фізичного або віртуального експерименту.
При цьому апроксимаційна процедура здійснюється за двома параметрами: сi – коефіцієнт податливості опори; ni – показник степеня. Відповідна
регресійна модель базується на методі мінімізації
сумарної квадратичної похибки Δi, отриманої після
попереднього логарифмування рівняння (9). Метод
найменших квадратів
N
(6)
(7)

 i   ln ci  ni ln Ri
j 1
що відповідає одночасному виконанню двох умов:
а ≠ L/2, а ≠ B/2.
Елементи вектора-стовпця {R} є силами реакцій
функціональних елементів у результаті дії сил різання, закріплення і тяжіння. Відповідно до теорії
базування деталей призначення позицій функціональних елементів при базуванні повинне забезпечувати стійке рівноважне положення заготовки.
Оскільки схема базування ВП містить опори однобічної дії, а випадок від’ємних значень реакцій свідчить про відсутність контакту між заготовкою та відповідним функціональним елементом ВП, то необхідно здійснити перевірку умов навантаженості
опор:
Ri  0 (i  1, 2, ..., 6).
достатніми умовами виконання нерівностей (7) є
геометричні та фізичні обмеження:
si  ci Rini ,
Вектор-стовпець невідомих реакцій опор визначається з рівняння (2) за допомогою методу оберненої матриці:
R  A1F   Q  G
(1)
j
 ln si
j

2
(10)
 min
дозволяє визначити параметри ci, ni з таких умов:
 i
 i
 0,
 0.
 ln ci 
ni
(11)
які зводяться до системи двох рівнянь:

N

ln ci  


 N
 ni   ln R
 i
 j 1
N
 ln Ri
j
j 1
N
 ln 2 Ri
j 1
j
j






1
N

j
  ln si

j 1
N
 ln R j ln s j
i
i

 j 1



,



(12)
де j – номер чисельного експерименту; N – кількість експериментальних точок.
У результаті розв’язання рівняння (12) вирази
для оцінювання параметрів регресійної моделі набирають такого вигляду:
Аналіз розв’язку (5) показує, що необхідними й
Journal of Engineering Sciences, Vol. 4, Issue 1 (2017), pp. A 1–A 10.
A3
A
 N
  ln Ri j
 j 1
ci  exp



N
ni 
N
 ln Ri ln si
j 1
 N
  ln Ri j

 j 1
N
 ln R  ln s
j 1
j
i
j
j
i
j 1
 N
  ln Ri j

 j 1
j
N
  ln 2 Ri
j 1
2
N

  N  ln 2 Ri j

j 1

N
 N  ln Ri ln si
j
j 1
2
N

  N  ln 2 Ri j

j 1

j

j
ln si 


j 1
 , (13)



N
j
xi  xC  xi/  xi// ,
.
Ri
Ri
R

 i .
si ci ni Rini 1Ri ni si
(15)
y i  y C  y i/  y i/// ,
z i  z C  z i//  z i/// ,
З урахуванням виразу (9) для переміщень точок
опорної поверхні можна визначити коефіцієнт ki жорсткості опори як відношення варіації реакції опори
δRi до варіації переміщення δsi:
ki 
ки (рис. 3):
а) компоненти переміщення центру мас xC , yC, zC;
б) кути повороту φ, ψ, θ трьох взаємно перпендикулярних площин y–z, x–z, х–у навколо осей х, у, z
локальної системи координат, що проходить через
центр мас заготовки C:
(14)
Для схеми закріплення за трьома площинами
i = 1, 2, а відповідні коефіцієнти жорсткості для групи опор 1, 2, 3 – k1; для опор 4, 5, 6 – k2.
де Δxi /, Δxi //, Δyi /, Δyi ///, Δzi //, Δzi /// – додаткові переміщення опор за рахунок кутів повороту θ, φ, ψ
(рис. 2), що визначаються тригонометричними співвідношеннями:
x i/  bi sin   l i 1  cos  ; y i/  l i sin   bi 1  cos   ,
x i//  hi sin   l i 1  cos  ; z i//  l i sin   hi 1  cos   ,
(16)
y i///  hi sin   bi 1  cos ; z i///  bi sin   hi 1  cos .
2.2. Динамічний аналіз системи «верстатний
пристрій – заготовка»
2.2.1. Рівняння динаміки
Розглянемо просторовий рух заготовки щодо визначеного у п. 1.1 положення рівноваги, розрахункова схема якої подана на рис. 2.
а)
б)
в)
Рисунок 3 – Геометричні співвідношення
для визначення додаткових переміщень:
Δxi /, Δyi / (а); Δxi //, Δzi // (б); Δyi ///, Δzi /// (в)
а)
Параметри li, bi, hi є локальними координатами
опор 1, 2, …, 6, пов’язаними з глобальними координатами Xi, Yi, Zi такими співвідношеннями:
li  X i  X C , bi  Yi  YC , hi  Z i  Z C .
б)
Рисунок 2 – Розрахункова схема (а) і система
динамічних складових сил різання (б)
A
Переміщення xi, yi, zi опорних поверхонь заготовки у ВП стосовно стаціонарного положення, що характеризується статичними переміщеннями, визначеними в результаті статичного розрахунку, можна
виразити геометричними співвідношеннями через 6
незалежних параметрів – ступенів вільності заготов-
A4
(17)
Для відносно малих значень деформацій опор
вирази (16) можна розкласти в ряд Маклорена,
утримуючи члени першого порядку малості:
xi/  bi , xi//  hi ; yi/  li ,
yi///  hi ; zi//  li , zi///  bi .
(18)
При цьому компоненти переміщень опор (15) набирають вигляду:
Manufacturing engineering, machines and tools
xi  xC  bi  hi ,
(19)
yi  y C  li  hi ,
z i  z C  li  bi .
Просторовий рух заготовки у ВП можна описати
за допомогою теореми про рух центру мас і теореми
про зміну кінетичного моменту механічної системи у
проекціях на осі локальної системи координат x, y, z:

mxC  F , myC  F , mzC  F ,

i
i
i


 J Cx  M sx , J Cy   M sy , J Cz   M sz ,
i
sx
i
sy
i
sz
де {0} = {0, 0, …, 0}T – нульовий вектор-стовпець
зовнішньої дії; {X} = {xС, yС, zС, φ, ψ, θ}T – векторстовпець шуканих переміщень; [M], [K] – симетричні
матриці інерції та жорсткості:
M   M 
T
(20)
де m – маса заготовки; JCx, JCy, JCz – моменти інерції заготовки відносно осей, що проходять через
центр мас; xC , yC , zC – проекції прискорення центра
K   K T
m
0

0

0
0

 0
 k xx

 0
 0

 0
 k
 x
 k x
0
0
0
0
m
0
0
0
0
m
0
0
0
0
J Cx
0
0
0
0
J Cy
0
0
0
0
0 
0 
0 
,
0 
0 

J Cz 
0
0
0
k x
k yy
0
0
k zz
k y
k z
0
k z
k y
0
k z
k z
k
k
k
k
k y
0
k
 k
k x 

k y 
0 
.
k 
 k 

k 
(24)
(25)
мас на осі координат;  ,  ,  – кутові прискорення
заготовки відносно осей координат.
Компоненти пружних сил та їх моментів (рис. 2 б)
відносно осей координат з урахуванням співвідношень (19) визначаються такими виразами:
Матриця жорсткості [K] містить 6 зведених коефіцієнтів прямої жорсткості:
Fsxi  k xi xi  k xi xC  bi  hi  ,
k  k yi hi2  k zi bi2 , k   k xi hi2  k zi l i2 , k  k xi bi2  k yi l i2 
Fsyi  k yi yi  k yi  yC  li  hi  ,
(21)
Fszi  k zi zi  k zi zC  li  bi  ,

 
  F h  F l   k h x
 F b  F l    k b x

M sxi    Fsyi hi  Fszi bi   k yi hi  yC  li  hi   k zi bi zC  li  bi  ,
M syi
M sxi
i
sx i
i
sx i
i
sz i
i
sy i
C
 bi  hi   k zi li zC  li  bi  ,
i
x i
C
 bi  hi   k yi li  yC
i
k y  k yi li , k z  k zi bi , k z  k zi li ,
mxC  k xi xC  k xi hi  k xi bi  Fx ,

i
i
i
myC  k y yC  k y hi  k yli  Fy ,
(22)

i
i
i
mzC  k z zC  k zbi  k zli  Fz ,

i
i
i 2
i 2
i
i
 J Cx  k y hi yC  k zbi zC   k y hi  k zbi   k zlibi  k yli hi  M x ,
 J   k i h x  k i l z  k i l b   k i h 2  k i l 2   k i b h   M ,
x i C
z i C
z i i
x i
z i
x i i
y
 Cy
 J   k i b x  k i l y  k i l h  k i b h    k i b 2  k i l 2   M .
x i C
y i C
y i i
x i i
x i
y i
z
 Cz





де m – маса заготовки; JCx, JCy, JCz – моменти інерції заготовки відносно осей, що проходять через
центр мас; xC , yC , zC – проекції прискорення центра
мас на осі координат;  ,  ,  – кутові прискорення
заготовки відносно осей координат; Fx, Fy, Fz – динамічні складові сил різання (рис. 2 а).
Таким чином, математична модель динамічного
аналізу заготовки у ВП описується системою диференціальних рівнянь 12-го порядку відносно 6 змінних у часі незалежних параметрів: xС, yС, zС, φ, ψ, θ.
2.2.2. Дослідження вільних коливань
Для випадку нульових значень сил і моментів різання система рівнянь (22) у матричній формі набирає такого вигляду:
M XC  K X   0,
(27)
k  k zi li bi , k  k yi li hi , k  k xi bi hi ,
i
Вирази (21) дозволяють записати систему рівнянь
(20) у вигляді:

(26)
і 9 зведених коефіцієнтів перехресної жорсткості:
k x  k xi hi , k x  k xi bi , k y  k yi hi ,

 l   h .
i
x i
k xx  k xi , k yy  k yi , k zz  k zi ,
(23)
що залежать від жорсткості й розміщення опорних
поверхонь.
Зокрема, при обробленні призматичної заготовки
з центром мас С (L/2, B/2, H/2) для схеми базування
3-2-1 за трьома площинами коефіцієнти жорсткості
становлять:
1
1
2
k xx  k yy  k 2 , k zz  3k1 , k  k1 B  2a  ,
(28)
2
2
3
1
1
2
2
k   k1 L  2a  , k  k 2 L  2a  , k z   k1 L  2a  ,
4
2
2
а інші 8 коефіцієнтів перехресної жорсткості у формулі (27) дорівнюють нулю.
Урахування жорсткості різального інструменту
можливе шляхом уведення до формул (26), (27) відповідних коефіцієнтів kp, k/p, k//p поздовжньої, згинальної та крутильної жорсткостей, які без урахування шпинделя та оправки можуть бути визначені
в першому наближенні за такими формулами:
kp 
 d 2E
4L p
, k p/ 
3 d 4 E
 d 4E
, k p// 
,
3
641   L p
32L p
(29)
де d, Lp – діаметр та довжина фрези; Е, ν – модуль пружності першого роду і коефіцієнт Пуассона
матеріалу фрези.
У переважній більшості випадків жорсткість інструментальних оправок, з’єднання «оправка – інструмент», «оправка – шпиндель» при довжині інструменту менше трьох діаметрів значно менша, ніж
Journal of Engineering Sciences, Vol. 4, Issue 1 (2017), pp. A 1–A 10.
A5
A
самого інструмента. Отже, коефіцієнти формули (29)
є завищеними, а їх дійсні значення доцільно визначати експериментально або методами чисельного
моделювання.
Зведені коефіцієнти прямої і перехресної жорсткостей з урахуванням жорсткостей різального інструмента і затискного пристрою набирають такого
вигляду:
k xx  k 2  k p/ , k yy  2k 2  k p/ , k zz  3k1  k 3 ,
2
2
2
2
k 
1
H
B


2
k1 B  2a   k p   Y   k p/  H 1 
 ,
2
2 
2


k 
3
H
L


2
k1 L  2a   k p   X   k p/  H 1 
 ,
4
2 
2


k 
2
2
 L
1

B
 
2
k 2 L  2a   k p/   X     Y    k p// ,
2

2
 
 2
(30)
1 
k2
2k 2
, 2 
,
m
m
3 
2

2
 1 L  2a 2 
3k1  1 L  2a 2
8L  2a 
  
 
 
2 m
4 J Cy
4 J Cy 
9mJ Cy
 m

 4  B  2a 
5 
3k1
2
k1
,
2 J Cx
2

2
2
 1 L  2a 2 
8L  2a 
 1 L  2a 




 

4 J Cy
4 J Cy 
9mJ Cy
 m
m

 6  L  2a 

 (34)
,




,


k2
.
2 J Cz
Послідовність власних частот і відповідних форм
коливань
визначається
окремо
для
кожної
розрахункової моделі та різних співвідношень
жорсткостей k1, k2, а також моментів інерції JCx, JCy,
JCz.
Третя та п’ята власні частоти ( n  Re ) з
H
H

B 

k x  k p/  H 1  , k x  k p/   Y , k y  k p/  H 1  ,
2
2

2 

1
L 
B 
L 
k y  k p/   X , k z  k p   Y , k z   k1 L  2a   k p   X ,
2
2 
2 
2 
H
H
 L  B 
 L 
 B 
k  k p   X   Y , k  k p/   X  H 1  , k  k p/   Y  H 1   .
2
2
 2  2 
 2 
 2 
урахуванням формули (34) набувають дійсних
значень при виконанні наступної нерівності:
2
 1 L  2a 2 
8L  2a 
.
 
 
4 J Cy 
9mJ Cy
 m
2
У процесі різання наведені коефіцієнти жорсткості змінюються за величиною, з яких 4 – змінюють
свій знак унаслідок зміни координати Y положення
різального інструмента.
Для вільних коливань механічної системи «верстатний пристрій – заготовка», розв’язком рівняння
(23) є гармонічний рух, що описується виразом
X   X a  sin  t ,
(31)
що містить невідому власну частоту ω, а також вектор-стовпець амплітудних значень переміщень і кутів повороту навколо осей локальної системи координат {Xa} = {xСa, yСa, zСa, φa, ψa, θa}T. Останній з точністю до постійного множника визначає форму вільних коливань системи.
Рівняння (23) з урахуванням виразу (31) набирає
такого вигляду:
K    M X   0.
2
a
(32)
Уведення безрозмірного параметра

 0,
mL  2a 2
,
J Cy
(36)
що характеризує відношення моментів інерції заготовки, дозволяє звести нерівність (35) після тотожних перетворень до найпростішого вигляду:
2
16

7
 1  0,
18
(37)
яка завжди виконується.
За умови (33) рівняння (32) має нетривіальні
розв’язки, що з точністю до постійного множника
(наприклад, xC = 1) визначають 6 форм власних коливань:
Умова існування нетривіальних розв’язків рівняння (32) дозволяє записати частотне рівняння:
K    2 M 
(35)
y n
 Cn
 zC
 n

 n

 n

(33)
з якого визначаються 6 власних частот механічної
системи:




n
   di , j




 
 K 2,1  n2 M 2,1 


2
 K3,1  n M 3,1 


2
 K 4,1  n M 4,1 ,
 K   2M 
n
5,1 
 5,1
 K 6,1  n2 M 6,1 
(38)
n
де [ d i , j ] – основний діагональний мінор матриці
динамічної жорсткості [D], елементи якого
d i , j  K i , j  n M i , j , (i, j  2, 3, ..., 6),
n
A
(39)
визначаються для відповідної власної частоти ωn
(n = 1, 2, …, 6).
A6
Manufacturing engineering, machines and tools
2.2.3. Дослідження змушених коливань
Просторовий рух заготовки у ВП як тіла з 6-ма
ступенями вільності у проекціях на осі локальної
системи координат x, y, z має вигляд рівняння (23),
що може бути записане у матричній формі:
M XC  K X   F,
(40)
де {X} – вектор-стовпець шуканих переміщень;
{F} – вектор-стовпець зовнішньої динамічної дії:
 Fx 
F 
 y
F 
F    z .
M x 
M y 
 
 M z 
 xC 
y 
 C
z 
X    C ,
 
 
 
  
(41)
M y  Fx h A  Fz l A ,
де {Fa} – вектор-стовпець амплітуд зовнішніх сил
і моментів; ω = ω0·z – частота, що дорівнює добутку
частоти обертання шпинделя і числа зубців z різального інструменту.
Розв’язок рівняння (40) шукається у вигляді
a
a
(45)
розв’язок якого
X a   K    2 M 1 Fa .

  
2
2
5
2

,  a   
M za / J Cz
,
62   2
(46)
Залежність компонент Xai вектора-стовбця {Xa}
від частоти зовнішньої дії ω визначає амплітудночастотні характеристики механічної системи «ВП –
заготовка».
Для схеми закріплення 3-2-1 за трьома площинами амплітудні значення переміщення центру мас
заготовки і кутів обертання навколо осей координат
мають такий вигляд:
(48)
z i  z C  li  bi
амплітудно-частотні характеристики для опорних
точок мають такий вигляд:

k z Fza  k zz 2  M za
   
J Cy m  m
M /J
 J Cy
 bi 2za Cz2 ,
32   2 52   2
6  
Fxa / m
 hi



12   2
F /m
M /J
M /J
yia  2ya 2  hi 2xa Cx2  li 2za Cz2 ,
2  
4  
6  
(49)
 k  k z li 2  Fza  k zz  k z / li 2  M zali

    
  
 J
m 
m
M /J
 J Cy
Cy


zia 
 bi 2xa Cx2 .
2
2
2
2
3   5  
4  



Зокрема, для схеми базування 3-2-1 за трьома
площинами для положення фрези Y = B/2 амплітудно-частотні характеристики системи «ВП – заготовка» в нижніх опорних точках набирають вигляду:
0,5k1 L  2a   J Cy 2 Fza
32   2 52   2  mJCy ,
2
z1a  z2 a 
(44)
для вектора-стовпця {Xa}, елементами якого є амплітуди переміщень центра мас і кутів обертання навколо осей координат.
Підстановка виразу (44) у рівняння (40) дозволяє
записати рівняння
K   M X   F ,

2
3

де ω1, ω2, …, ω6 – значення власних частот коливань, визначені в результаті модального аналізу.
Саме тому у формулі (34) замість індексів x, y, z, ψ,
φ, θ зазначені 1, 2, …, 6, які не потрібно розглядати
як порядок власних частот, а лише як їх сукупність.
Відповідно до формули переходу від переміщень
центра мас заготовки до переміщень опор
xia 
(43)
2
M xa / J Cx
,  a   
42   2
(42)
У процесі різання динамічна складова сили різання може бути подана полігармонічною функцією,
розкладеною у ряд Фур’є. Переміщення механічної
системи в результаті цієї дії визначаються як суперпозиція переміщень заготовки, визначених від дії
кожної складової – моногармонічної дії. У цьому разі
X   X a  sin  t
 a   

yi  y C  li  hi ,
M z   Fx b A  F y l B .
F   Fa  sin t ,

k z Fza  k zz 2  M za

   
J Cy m  m
 J Cy
xi  xC  bi  hi ,
При цьому моменти динамічних складових сил
різання відносно осей локальної системи координат
(рис. 2 б):
M x  F y h A  Fz b A ,
 k 2  Fza k z M za
   
J
m J m
Fya / m
Fxa / m
Cy
Cy

xCa    2 2 , yCa    2 2 , zca    
, (47)
2
1  
2  
3   2 52   2
(50)
k1 L  2a   J Cy 2 Fza
32   2 52   2  mJCy .
2
z3 a 
Аналіз останніх залежностей свідчить про те, що
частоти
 /  L  2a 
k1
k
/
,  //  L  2a  1 
2 J Cy
J Cy
2
(51)
відповідають появі ефекту антирезонансу, для якого
спостерігаються нульові значення амплітуд z1a, z2a і
z3a.
2.3. Приклад числової реалізації математичної
моделі
2.3.1. Вихідні дані
Перевірка адекватності запропонованої математичної моделі здійснюється на прикладі розрахунку
механічної системи «ВП – заготовка» для схеми базування за трьома площинами заготовки призматичної форми з габаритними розмірами 100×50×50 мм.
Journal of Engineering Sciences, Vol. 4, Issue 1 (2017), pp. A 1–A 10.
A7
A
Розглядається фрезерування уступу шириною
18 мм, глибиною різання 5 мм. Матеріал заготовки –
сталь 45 ГОСТ 1050-88. Різальний інструмент – фреза RF 100 VADIN 6527 K (діаметр – 20 мм, довжина
різальної частини – 42 мм, загальна довжина –
92 мм, кількість зубів – 4, матеріал – суцільний твердий сплав).
Розраховані режими різання: подача на зуб –
0,05 мм/зуб, подача на оберт – 0,2 мм/об, швидкість
різання 154 м/хв, частота обертання шпинделя
2 450 об/хв. Складові сили різання: Pz = 955 Н;
Py = 381 Н; Px = 478 Н. Крутний момент Mкр =
= 9,55 Н· м.
Жорсткість функціональних елементів ВП дорівнює 8,4·107 Н/м.
2.3.2. Результати розрахунку
Провівши розрахунки, одержали такі результати.
Мінімальна сила закріплення – 2,2 кН. Маса заготовки – 1,95 кг. Моменти інерції: JCx = 8,1·10-4 кг·м2,
JCy = 2,0·10-3 кг·м2, JCz = 2,0·10-3 кг·м2. Частота процесу різання – 1 026 рад/с.
Критичні частоти у порядку зростання: ω1 =
= 6,6·103 рад/с; ω2 = 6,8·103 рад/с; ω3 = 9,3·103 рад/с;
ω4 = 1,0·104 рад/с; ω5 = 1,2·104 рад/с; ω6 =
= 1,5·104 рад/с. Перша (найменша) критична частота
6 579 рад/с перевищує робочу частоту у 6,4 раза.
Динамічні складові сил різання Fza = 0,2Pz =
= 191 Н, Fya = 0,2Py = 76 Н, Fxa = 0,2Px = 96 Н і момента різання Mza = 0,2Мкр = 19,1 Н· м дозволяють визначити амплітуди коливань функціональних елементів на робочій частоті.
Функціональні елементи, що реалізують:
– установлювальну базу: z1a = z2a= 5,7·10–7м,
z3a = 1,1·10–6 м;
– напрямну базу: y4a = 3,3·10–6 м, y5a = 2,4х10–6 м;
– опорну базу: x6a = 3,1·10–6 м.
Кількісні показники одержаних результатів узгоджуються з результатами експериментальних досліджень і не перевищують допуски на виготовлення
деталі, що розглядається.
3. ВИСНОВКИ
Вивчення попереднього досвіду, узагальнення та
систематизація існуючих підходів до досліджень механічних систем дозволили запропонувати новий
підхід, що полягає в комплексному аналізі рівноважного стану та коливань відносно стаціонарного положення заготовки як елемента механічної системи
з урахуванням жорсткості різального інструмента.
Запропоновано математичну модель статичного
розрахунку системи «верстатний пристрій – заготовка», що забезпечує визначення місць контакту ФЕ
ВП із заготовкою, мінімально необхідну силу закріплення, складові сил різання та місця прикладання
цих сил. Запропоновані регресійні залежності для
оцінювання жорсткості функціональних елементів
верстатних пристроїв.
Створено математичну модель динамічного розрахунку, що описується системою диференціальних
рівнянь 12-го порядку в матричній формі відносно 6
змінних у часі незалежних параметрів та дозволяє
дослідити власні частоти системи «верстатний пристрій – заготовка» й визначити відповідні форми
вільних коливань. Модель також дозволяє дослідити
змішені коливання заготовки щодо положення рівноваги в результаті дії динамічних складових сил і
моментів різання, а також визначити амплітудночастотні характеристики й частоти виникнення резонансу та антирезонансу.
На прикладі розрахунку підтверджено адекватність запропонованої математичної моделі. Встановлено, що перша критична частота коливань заготовки у 6,4 раза перевищує робочу частоту процесу різання, а амплітуди змушених коливань знаходяться
в межах допусків на виготовлення деталі.
Подальші дослідження спрямовані на створення
методики розрахунку системи «верстатний пристрій
– заготовка» комп’ютерними засобами чисельної реалізації та розроблення практичних рекомендацій
щодо її використання під час проектування ВП.
Comprehensive analysis of the mechanical system system “fixture – workpiece”
V. A. Ivanov1), I. V. Pavlenko2)
1), 2) Sumy
State University, 2 Rymskogo-Korsakova St., 40007, Sumy, Ukraine
Present work is devoted to locating and clamping of prismatic parts in fixtures during the machining
on drilling-milling-boring machines. The special feature of locating schemes of parts of the present type is
that one of the flat surfaces is used as a datum (3 contact points) ensuring stability, convenience of locating
and vibration elimination during the machining process. Within the scope of the presented work, the comprehensive mathematical model of the system “fixture – workpiece” has been developed taking into account
technological features of locating and clamping processes of workpiece in fixture. The methodology of determination of the rigidity of the cutting tool and functional elements has been proposed. As a result, the
static and dynamic analysis of the workpiece in the fixture under the effect of spatial system of cutting and
clamping forces is being determined. In addition, the free frequencies of the system “fixture-workpiece” and
forms of the free and forced vibrations, frequency-response characteristics are being determined.
Keywords: locating chart, functional element, rigidity, free vibrations, free frequency, forced vibrations,
cutting force, frequency-response characteristic.
A
A8
Manufacturing engineering, machines and tools
Комплексный анализ механической системы «станочное приспособление – заготовка»
В. А. Иванов1), И. В. Павленко2)
1), 2) Сумский
государственный университет, ул. Римского-Корсакова, 2, 40007, г. Сумы, Украина
Данная статья посвящена анализу процесса базирования и закрепления корпусных деталей в
станочных приспособлениях при обработке на сверлильно-фрезерно-расточных станках. Характерной
особенностью схем базирования деталей данного типа является то, что одна из плоских поверхностей
используется как установочная база, обеспечивая устойчивость равновесного положения, удобство базирования и устранения вибраций при обработке. В работе разработана комплексная математическая
модель системы «станочное приспособление – заготовка», учитывающая технологические особенности
процесса базирования и закрепления заготовки в станочном приспособлении. Предложена методика
определения жёсткости режущего инструмента и функциональных элементов станочных приспособлений. В результате определяются статический и динамический анализ заготовки в станочных приспособлениях под действием пространственной системы сил резания и закрепления. Также определяются собственные частоты системы «станочное приспособление – заготовка» и формы свободных и
вынужденных колебаний, амплитудно-частотные характеристики.
Ключевые слова: схема базирования, функциональный элемент, жесткость, свободные колебания,
собственная частота, вынужденные колебания, сила резания, амплитудно-частотная характеристика.
СПИСОК ВИКОРИСТАНИХ ДЖЕРЕЛ
1. Карпусь В. Є. Інтенсифікація процесів механічної обробки : монографія / В. Є. Карпусь, В. О. Іванов, О. В. Котляр
та ін. ; за ред. В. Є. Карпуся. – Суми : СумДУ, 2012 – 436 с.
2. Bi Z. M. Flexible fixture design and automation: review,
issues and future directions / Z. M. Bi, W. J. Zhang // Int. J.
Prod. Res. – 2001. – Vol. 39. – P. 2867–2894.
3. Іванов В. О. Вибір оптимальних компоновок верстатних
пристроїв для верстатів з ЧПК : дис. канд. техн. наук :
05.02.08 / Іванов Віталій Олександрович. – Харків, 2010. –
239 с.
4. Nixon F. Managing to achieve quality and reliability /
F. Nixon. – McGraw Hill, Maidenhead, 1971.
5. Rong Y. Computer-aided fixture design / Y. Rong,
Y. Zhu. – Marcel Dekker, New York, 1999.
6. Kumbhar N. Finite Element Modelling and Analysis of
Workpiece-Fixture system / N. Kumbhar, G. Patil, S. Mohite,
M. Sutar // International Journal of Applied Research in
Mechanical Engineering. – 2012. – Vol. 2, Issue 2.
7. Hu S. An Integrated Model of a Fixture-Workpiece System
for Surface Quality Prediction / S. Hu, Y. Liao // International
Journal “Advanced Manufacturing Technologies”. – 2001. –
Vol. 17. – P. 810–818.
8. Kang Y. Computer-Aided Fixture Design Verification :
Part 3 – Stability Analysis / Y. Kang, Y. Rong, J. C. Yang //
International Journal “Advanced Manufacturing Technologies”. – 2003. – Vol. 21. – P. 842–849.
9. Asante J. N. Effect of Fixture Compliance and Cutting
Conditions on Workpiece Stability / J. N. Asante // International Journal “Advanced Manufacturing Technologies”. – 2010.
– Vol. 48. – P. 33–43.
10. Cioata V. The Machining Error Due to Contact
Deformation of Workpiece-Fixture System / V. Cioata, I. Kiss
// ACTA Technical Bulletin of Engineering. – 2009. – P. 33–36.
11. Zheng Y. Finite Element Analysis for Fixture Stiffness :
Ph. D. Thesis. – Worcester : Worcester Polytechnic Institute,
2005.
12. Asada H. Kinematics Analysis of Work Part Fixturing for
Flexible Assembly with Automatically Reconfigurable
Fixtures / H. Asada, A. By // Proceedings of IEEE International Conference on Robotics and Automation. – 1985. – Vol. 1,
No. 2. – P. 86–93.
13. Rong Y. Automated Generation of Modular Fixture
Configuration Design / Y. Rong, Y. Bai // Journal of
Manufacturing Science and Engineering. – 1997. – Vol. 119.
14. Chou Y. C. Automated Fixture Design for Concurrent
Manufacturing Planning / Y. C. Chou // Concurrent
Engineering : Res. & Appl., 1993. – Vol. 1. – P. 219–229.
15. Wu Y. Automated Generation of Dedicated Fixture
Configuration / Y. Wu, Y. Rong, T. Chu // International
Journal “Computer Application in Technology”, 1997. – Vol.
10, No. 3. – P. 213–235.
16. Trappey A. J. C. Computer-Aided Fixture Analysis Using
Finite Element Analysis and Mathematical Optimization
Modeling / A. J. C. Trappey, C. S. Su, J. L. Hou // ASME. –
1995. – Vol. 2. – P. 777–787.
17. Deng H. Analysis and Synthesis of Fixturing Dynamic
Stability in Machining Accounting for Material Removal
Effect : Ph. D. Thesis. – Atlanta : Georgia Institute of
Technology, 2006.
18. Пашкевич М. Ф. Исследование смещений заготовки под
действием сил закрепления при базировании по плоскости
/ М. Ф. Пашкевич, В. М. Пашкевич, М. Н. Миронова // Вестник Гомельского государственного технического университета им. П. О. Сухого. – 2010. – № 2 (41). – С. 9–18.
19. Іванов В. Визначення умов забезпечення стійкості заготовки у верстатному пристрої / В. Іванов, І. Павленко,
Р. Процай // 12-й Міжнар. симпозіум українських інженерів-механіків у Львові : тези доповідей, 28–29 травня
2015 р., Львів. – Львів : КІНПАТРІ ЛТД, 2015. – С. 84–85.
20. Павленко І. В. Забезпечення умов стійкості заготовки у
верстатному пристрої зі схемою базування за трьома площинами / І. В. Павленко, В. О. Іванов // Вісник СНАУ. Серія «Механізація та автоматизація виробничих процесів». –
2015. – № 11 (27). – С. 23–26.
21. Курилов Б. М. Статичний і динамічний аналіз механічної системи «верстатний пристрій – заготовка» / Б. М. Курилов, І. В. Павленко, В. О. Іванов // Сучасні технології у
промисловому виробництві : матер. ІV Всеукр. міжвуз. науково-техн. конф. : у 2 ч., 19–22 квітня 2016 р. – Суми : Сумський державний університет, 2016. – Ч. 1. – С. 165–166.
22. Иванов В. А. Гармонический анализ системы «станочное приспособление – заготовка» на примере схемы базирования по трём плоскостям / В. А. Иванов, И. В. Павленко,
Б. Н. Курилов и др. // Инновации в металлообработке:
взгляд молодых специалистов : сборник научных трудов
Междунар. научно-техн. конф., 2–3 октября 2015 г. –
Курск : Юго-западный гос. ун-т, 2015. – С. 158–161.
23. Павленко И. В. Математическая модель динамики системы «станочное приспособление – заготовка» на примере
схемы базирования по трём плоскостям / И. В. Павленко,
В. А. Иванов, Б. Н. Курилов, С. О. Чигрин // Безопасность и
проектирование конструкций в машиностроении: сборник
научных трудов Междунар. научно-техн. конф., 25–26 октября 2015 г. – Курск : Юго-западный гос. ун-т, 2015. –
С. 119–122.
24. Іванов В. О. Оцінювання нелінійної жорсткості функціональних елементів верстатних пристроїв / В. О. Іванов,
І. В. Павленко // Машинобудування очима молодих : прогресивні ідеї – наука – виробництво : матер. XVI Міжнар.
молод. науково-техн. конф., 26–29 жовтня 2016 р., Суми. –
Суми : Сумський державний університет, 2016. – С. 23–24.
Journal of Engineering Sciences, Vol. 4, Issue 1 (2017), pp. A 1–A 10.
A9
A
25. Курилов Б. М. Застосування комп’ютерних засобів для
дослідження динаміки механічної системи «верстатний
пристрій – заготовка» / Б. М. Курилов, І. В. Павленко,
В. О. Іванов // Сучасні технології у промисловому виробництві : матер. науково-техн. конф. викладачів, співробітників, аспірантів і студентів факультету технічних систем та
енергоефективних технологій : у 2 ч., 18–21 квітня 2017 р. –
Суми : Сумський державний університет, 2017. – Ч. 1. –
С. 149.
26. Карпусь В. Є. Швидкопереналагоджувані базуючі модулі для установлення корпусних деталей / В. Є. Карпусь,
В. О. Іванов, Д. О. Міненко, І. М. Дегтярьов // Нові матеріали і технології в металургії та машинобудуванні. – Запоріжжя : ЗНТУ, 2012. – № 2. – С. 91–94.
REFERENCES
A
1. Karpus' V. Ye. Intensyfikatsiya protsesiv mekhanichnoyi
obrobky : monohrafiya / V. Ye. Karpus', V. O. Ivanov, O. V.
Kotlyar ta in.; za red. V. Ye. Karpusya. – Sumy : Sums'kyy
derzhavnyy universytet, 2012 – 436 p [in Ukrainian].
2. Bi Z. M., Zhang W. J. Flexible fixture design and
automation: review, issues and future directions. Int. J. Prod.
Res., 2001, 39, 2867–2894.
3. Ivanov V. O. Vybir optymal'nykh komponovok verstatnykh
prystroyiv dlya verstativ z ChPK : dys. kand. tekhn. nauk :
05.02.08 / Ivanov Vitaliy Oleksandrovych. – Kharkiv, 2010. –
239 p [in Ukrainian].
4. Nixon F. Managing to achieve quality and reliability.
McGraw Hill, Maidenhead, 1971.
5. Rong Y., Zhu Y. Computer-aided fixture design. Marcel
Dekker, New York, 1999.
6. Kumbhar N. Finite Element Modelling and Analysis of
Workpiece-Fixture system / N. Kumbhar, G. Patil, S. Mohite,
M. Sutar // International Journal of Applied Research in
Mechanical Engineering, 2012. – Vol. 2. – Is. 2.
7. Hu S. An Integrated Model of a Fixture-Workpiece System
for Surface Quality Prediction / S. Hu, Y. Liao // International
Journal “Advanced Manufacturing Technologies”, 2001. –
Vol. 17. – P. 810–818.
8. Kang Y. Computer-Aided Fixture Design Verification :
Part 3 – Stability Analysis / Y. Kang, Y. Rong, J. C. Yang //
International Journal “Advanced Manufacturing Technologies”, 2003. – Vol. 21. – P. 842–849.
9. Asante J. N. Effect of Fixture Compliance and Cutting
Conditions on Workpiece Stability / J. N. Asante // International Journal “Advanced Manufacturing Technologies”, 2010. –
Vol. 48. – P. 33–43.
10. Cioata V. The Machining Error Due to Contact
Deformation of Workpiece-Fixture System / V. Cioata, I. Kiss
// ACTA Technical Bulletin of Engineering, 2009. – P. 33–36.
11. Zheng Y. Finite Element Analysis for Fixture Stiffness :
Ph.D. Thesis. – Worcester : Worcester Polytechnic Institute,
2005.
12. Asada H. Kinematics Analysis of Work Part Fixturing for
Flexible Assembly with Automatically Reconfigurable
Fixtures / H. Asada, A. By // Proceedings of IEEE International Conference on Robotics and Automation, 1985. – Vol. 1. –
No. 2. – P. 86–93.
13. Rong Y. Automated Generation of Modular Fixture
Configuration Design / Y. Rong, Y. Bai // Journal of
Manufacturing Science and Engineering, 1997. – Vol. 119.
14. Chou Y. C. Automated Fixture Design for Concurrent
Manufacturing Planning / Y. C. Chou // Concurrent
Engineering : Res. & Appl., 1993. – Vol. 1. – P. 219–229.
15. Wu Y. Automated Generation of Dedicated Fixture
Configuration / Y. Wu, Y. Rong, T. Chu // International
Journal “Computer Application in Technology”, 1997. – Vol.
10, No. 3. – P. 213–235.
16. Trappey A. J. C. Computer-Aided Fixture Analysis Using
Finite Element Analysis and Mathematical Optimization
Modeling / A. J. C. Trappey, C. S. Su, J. L. Hou // ASME, 1995.
– Vol. 2. – P. 777–787.
17. Deng H. Analysis and Synthesis of Fixturing Dynamic
Stability in Machining Accounting for Material Removal
Effect : Ph. D. Thesis. – Atlanta : Georgia Institute of
Technology, 2006.
A 10
18. Pashkevich M. F. Issledovanie smeschenii zagotovki pod
deistviem sil zakrepleniya pri bazirovanii po ploskosti /
M. F. Pashkevich_ V. M. Pashkevich_ M. N. Mironova //
Vestnik
Gomelskogo
gosudarstvennogo
tehnicheskogo
universiteta im. P. O. Suhogo. – № 2 _41,. – 2010. – P. 9–18
[in Russian].
19. Ivanov V. Vyznachennya umov zabezpechennya stiykosti
zahotovky u verstatnomu prystroyi / V. Ivanov, I. Pavlenko, R.
Protsay // 12 Mizhnarodnyi sympozium ukrayins’kykh
inzheneriv-mekhanikiv u L’vovi : tezy dopovidey, 28–29
travnya 2015 r., L’viv. – L’viv : KINPATRI LTD, 2015. – P.
84–85 [in Ukrainian].
20. Pavlenko I. V. Zabezpechennya umov stiykosti zahotovky
u verstatnomu prystroyi zi skhemoyu bazuvannya za tr'oma
ploshchynamy / I. V. Pavlenko, V. O. Ivanov // Visnyk SNAU.
Seriya «Mekhanizatsiya ta avtomatyzatsiya vyrobnychykh
protsesiv». – 2015. – No. 11 (27). – P. 23–26 [in Ukrainian].
21. Kurylov B. M. Statychnyy i dynamichnyy analiz
mekhanichnoyi systemy «verstatnyy prystriy – zahotovka» /
B. M. Kurylov, I. V. Pavlenko, V. O. Ivanov // Suchasni
tekhnolohiyi u promyslovomu vyrobnytstvi : mater. IV
Vseukr. mizhvuz. naukovo-tekhn. konf. : u 2-kh ch., 19–22
kvitnya 2016 r., Sumy. – Sumy : Sums'kyy derzhavnyy
universytet, 2016. – Ch.1. – P. 165–166 [in Ukrainian].
22. Ivanov V. A. Garmonicheskii analiz sistemi «stanochnoe
prisposoblenie – zagotovka» na primere shemi bazirovaniya po
trem ploskostyam / V. A. Ivanov_ I. V. Pavlenko_ B. N.
Kurilov i dr. // Innovacii v metalloobrabotke_ vzglyad molodih
specialistov_
sbornik
nauchnih
trudov
Mejdunar.
nauchno_tehn. konf. 2–3 oktyabrya 2015 g., Kursk. – Kurskiy
Yugo-zapadnyi gos. un-t, 2015. – P. 158–161 [in Russian].
23. Pavlenko I. V. Matematicheskaya model dinamiki sistemi
«stanochnoe prisposoblenie – zagotovka» na primere shemi
bazirovaniya po trem ploskostyam / I. V. Pavlenko,
V. A. Ivanov, B. N. Kurilov, S. O. Chigrin// Bezopasnost i
proektirovanie konstrukcii v mashinostroenii_ sbornik
nauchnih trudov Mejdunar. Nauchno-tehn. konf. 25–26
oktyabrya 2015 g., Kursk. – Kurskiy Yugo-zapadnyi gos. un-t,
2015. – P. 119–122 [in Russian].
24. Ivanov V. O. Otsinyuvannya neliniynoyi zhorstkosti
funktsional'nykh elementiv verstatnykh prystroyiv /
V. O. Ivanov, I. V. Pavlenko // Mashynobuduvannya ochyma
molodykh : prohresyvni ideyi – nauka – vyrobnytstvo : mater.
XVI mizhnar. molod. naukovo-tekhn. konf., 26–29 zhovtnya
2016 r., Sumy. – Sumy :Sumy State University, 2016. –
P. 23–24 [in Ukrainian].
25. Kurylov B. M. Zastosuvannya komp"yuternykh zasobiv
dlya doslidzhennya dynamiky mekhanichnoyi systemy
«verstatnyy prystriy – zahotovka» / B. M. Kurylov, I. V.
Pavlenko, V. O. Ivanov // Suchasni tekhnolohiyi u
promyslovomu vyrobnytstvi: mater. naukovo-tekhn. konf.
vykladachiv, spivrobitnykiv, aspirantiv i studentiv fakul'tetu
tekhnichnykh system ta enerhoefektyvnykh tekhnolohiy : u 2
ch., 18–21 kvitnya 2017 r., Sumy. – Sumy : Sumy State University, 2017. – No. 1. – P. 149 [in Ukrainian].
26. Karpus' V. Ye. Shvydko perenalahodzhuvani bazuyuchi
moduli
dlya
ustanovlennya
korpusnykh
detaley
/
V. Ye. Karpus’, V. O. Ivanov, D. O. Minenko, I. M. Dehtiarov //
Novi materialy i tekhnolohiyi v metalurhiyi ta mashynobuduvanni. – Zaporizhzhya : ZNTU, 2012. – No 2. – P. 91–94
[in Ukrainian].
Технологія машинобудування, верстати та інструменти
JOURNAL OF ENGINEERING SCIENCES
ЖУРНАЛ ІНЖЕНЕРНИХ НАУК
ЖУРНАЛ ИНЖЕНЕРНЫХ НАУК
Web site: http://jes.sumdu.edu.ua/
Volume 4, Issue 1 (2017)
УДК 621.913:621.633
Анализ процесса зубохонингования зубчатых колес модулем m = 2,625 мм гидронасосов
А. В. Кривошея1), В. В. Возный1), В. Е. Мельник1)
1) Институт
сверхтвердых материалов им. В. М. Бакуля НАН Украины,
ул. Автозаводская, 2, 04074, г. Киев, Украина
Article info:
Paper received:
The final version of the paper received:
Paper accepted online:
Correspondent Author’s Address:
April 2, 2017
May 28, 2017
May 30, 2017
ism20@ism.kiev.ua
В статье рассматривается способ финишной обработки цилиндрических зубчатых колес
алмазными червячными хонами в машиностроении на широкоуниверсальном фрезерном станке. Для
обработки разработано специальное приспособление, предусматривающее упругую связь в паре
инструмент – деталь. Разработаны и изготовлены алмазные инструменты с различными
параметрами зернистости, использующиеся при обработке. В качестве критерия оценки обработки
зубчатых колес использовались параметры шероховатости, которые измеряли до и после обработки.
Измерения проводили как по профилю, так и вдоль линии зуба обрабатываемого зубчатого колеса.
При проведении работ использовались динамометры, профилометр, штангензубомер, нормалемер.
Для статистической оценки полученных данных были построены кривые распределения. В
результате проведения исследований по зубохонингованию поверхностей зубьев шестерен
установлены рациональные параметры: зернистость алмазного хона, режимы обработки, а также
схема обработки.
Ключевые слова: цилиндрические зубчатые колёса, зубохонингование, шероховатость.
1. ВВЕДЕНИЕ
Эффективность процесса любой механической
обработки
деталей
в
первую
очередь
характеризуется
стабильностью
получения
параметров
обработанной
поверхности.
Применительно
к
процессу
алмазного
зубохонингования шестерен гидронасосов это можно
интерпретировать как обеспечение качественных и
количественных
характеристик
шероховатости
поверхности зубьев при их крупносерийном и
массовом производствах.
Зубохонингование относится к группе методов,
выполняющих
микрорезание
твёрдых
поверхностных слоёв зубьев большим числом не
ориентированных
в
пространстве
режущих
элементов [1].
Сам
процесс
алмазного
зубохонингования
поверхности зубьев зубчатых колес является
низкоскоростным (V = 0,5–5 м/с) и, как следствие,
характеризуется большой стойкостью инструмента,
что, в свою очередь, должно позитивно отражаться
на
стабильности
получения
результатов
механической обработки поверхностей.
Составными
частями
процесса
алмазного
зубохонингования
также
являются
режимы
обработки и качество поставляемых заготовок для
дальнейшей
их
механической
обработки.
Определение
влияния
качества
поверхностей
шестерен перед алмазным зубохонингованием и
режимов процесса обработки является актуальной
задачей.
Цель работы – определение влияния параметров
червячного алмазного хона и режимов обработки на
шероховатость обрабатываемого зубчатого колеса.
Для
определения
степени
влияния
перечисленных
выше
качественных
и
количественных параметров деталей и процесса
хонингования провели испытания по следующей
методике.
2. ОСНОВНАЯ ЧАСТЬ
2.1. Методика испытаний
В качестве заготовок для процесса алмазного
хонингования использовали шестерни гидронасосов
модулями m = 2,625 мм после термообработки
(цементация HRC 58–63) и чистового фрезерования
червячными фрезами фирмы «LMT FETTE» на
новом зубофрезерном станке фирмы «LIEBHERR».
Исходные параметры поверхности зубьев перед
обработкой сведены в табл. 1, 2.
Таблица 1 – Параметры шестерен перед обработкой
Чертеж
Обрабатываемая деталь
GМ6К-4-00-04
Модуль
2,625 мм
Количество зубьев
12
Ширина зубчатых венцов
10–60 мм
Угол наклона линии зуба
0°
Характеристика профиля
Эвольвента
Параметры исходного контура
ГОСТ 13755-81
Коэффициент смещения
0,1
исходного контура
Степень точности
По DIN3962 8-8-7
Journal of Engineering Sciences, Vol. 4, Issue 1 (2017), pp. А 11–А 15.
A 11
A
Испытания
процесса
зубохонингования
алмазными червячными эластичными хонами
проводили в лабораторных условиях отдела № 20
Института
сверхтвердых
материалов
на
широкоуниверсальном
фрезерном
станке
мод. 6М82Ш
с
использованием
специального
приспособления, обеспечивающего упругую связь в
паре инструмент – деталь. Для измерения и
контроля силы прижатия использовали динамометр
ДОСМ-3-01,
протарированный
эталонным
динамометром. Зубохонингование проводили на
шестернях гидронасосов модулем 2,625 мм с числом
зубьев z = 12, HRC 58–63.
Все шестерни нумеруют и измеряют по
параметрам шероховатости боковых поверхностей
зубьев на новом измерительном комплексе,
оснащенном
профилометром
ПМ-10
фирмы
«Микротех» в ИСМ НАН Украины (рис. 1).
Рисунок 1 – Комплекс для измерения
параметров шероховатости
Таблица 2 – Исходные параметры точности и шероховатости шестерен по чертежу
Наименование параметра
Обозначение
Единица
измерения
Значение
Fa
ƒƒa
ƒнa
Fp
Fr
ƒƒβ
мкм
мкм
мкм
мкм
мкм
мкм
≤28
≤28
≤±20
≤40
≤32
10,0
Ra1
мкм
0,5
Ra2
мкм
0,35-0,15
Суммарная ошибка профиля
Ошибка формы профиля
Ошибка наклона профиля
Накопленная ошибка шага
Радиальное биение венца
Форма направляющей профиля боковой поверхности зуба
Шероховатость вдоль эвольвентного профиля боковой
поверхности зуба
Шероховатость вдоль направляющей боковой поверхности зуба
(вдоль линии зуба)
Каждую
шестерню
перед
измерением
шероховатости тщательно промывают в растворе
уайт-спирита, просушивают и протирают.
На
каждой
шестерне
до
и
после
зубохонингования замеряют шероховатость на 2
зубьях, с обеих боковых поверхностей зубьев вдоль
линии зуба и по профилю.
На каждой шестерне замерялась шероховатость
по профилю на трассе 0,75 мм при шаге отсечки
0,25 мм, а при измерении вдоль линии зуба – на
трассе 3,2 мм при шаге отсечки 0,8 мм.
Профиль
и
шероховатость
до
и
после
зубохонингования при каждом измерении записы-
ваются и обрабатываются на ПЭВМ (рис. 1).
Определяются и записываются следующие
параметры профиля: Ra, Rq, Rt, Rz, Rc, Rsm, а также
опорная кривая.
Определение величины съема припуска при
зубохонинговании осуществлялось измерениями
толщины
зуба
штангензубомером
и
контролировалось нормалемером ЛИЗ.
Характеристика инструмента – алмазного хона –
приведена в табл. 3, режимы процесса алмазного
хонингования – в табл. 4.
Таблица 3 – Характеристика червячных алмазных эластичных хонов
Наименование параметра
Модуль
Внешний диаметр
Шаг по нормали до профиля
Угол профиля исходного контура
Число заходов
Количество витков
Размеры профиля в нормальной плоскости
Связка
Зернистость
Обозначение
m
De
P
a
К
n
Н
S
1.В3-20 СТП 90.468-83
–
A
A 12
Manufacturing engineering, machines and tools
Единица
измерения
мм
мм
мм
град.
шт.
шт.
мм
м
–
мкм
Численное
значение
2,625
125
8,242
20
1
3
3,28
4,0
–
80/63–28/20
Таблица 4 – Режимы зубохонингования
Наименование параметра
Частота вращения хона
Продольная подача
Количество рабочих ходов
Радиальная нагрузка в зацеплении
Время одного проходу хонингования при ширине
венца В = 10 мм и размером подачи S = 25 мм в мин
СОТС-керосин–90 %, индустриальное масло–20 –
10 %.
Установка и непосредственно сам процесс
обработки представлены на рисунке 2.
Рисунок 2 – Экспериментальная установка
и процесс хонингования поверхностей зубьев
шестерни модулем m = 2,625 мм
Обозначение
n
S
N
Q
Единица измерения
об/хв
мм/хв
шт
Н
Значение
200
25
4–12
100
t
сек
40
Как видно из рисунка 2, шестерня крепится в
центрах, которые стоят на четырех опорах, две из
них опираются на пружины, что обеспечивает упругую связь в паре инструмент – деталь. Перед обработкой шестерни обязательным является выставление угла скрещивания 1º в паре инструмент – деталь
для равномерной обработки. В процессе обработки
для одинаковой обработки зубьев шестерен с обеих
сторон применялся реверс инструмента, т. е. вращение алмазного зубчатого хона по часовой и против
часовой стрелки.
2.2. Обсуждение результатов
После механической обработки шестерни гидронасосов тщательно промывали и проводили замеры
шероховатости согласно описанной методике.
Исследование шероховатости проводили с упором
на параметры Ra, Rmax, Rq, Rz. Сравнивали параметры шероховатости необработанных поверхностей
зубьев с поверхностями после алмазного хонингования.
Ниже в таблице приведены данные по замеру
шероховатостей поверхностей до и после обработки
алмазным хонингованием (рисунки 3–4).
Рисунок 3 – Среднее значение шероховатости по профилю после зубофрезерования (синий цвет),
после зубохонингования 4 проходов (розовый цвет) и 12 проходов (бежевый цвет).
Характеристика хона АСМ 28/20: модуль 2,625 мм, Vпр = 25 мм/мин,
n = 200 об/мин, Sрад = 0,5 мм (Рос = 50–100 Н с учетом упругой связи)
Рисунок 4 – Среднее значение шероховатости по профилю после зубофрезерования (синий цвет),
после зубохонингования 4 проходов (розовый цвет) и 12 проходов (бежевый цвет).
Характеристика хона АС6 80/63: модуль 2,625 мм, Vпр = 25 мм/мин,
n = 200 об/мин, Sрад = 0,5 мм. (Рос = 50–100 Н с учетом упругой связи)
Journal of Engineering Sciences, Vol. 4, Issue 1 (2017), pp. A 11–A 15.
A
A 13
Полученные данные замеров шероховатостей поверхностей зубьев до и после обработки подвергали
статистическому анализу с целью определения стабильности получения качественно обработанной поверхности.
В зависимости от направления измерения шероховатости поверхности и исходной зернистости инструмента построены графики рассеивания (Гаусса) по
профилю зуба и вдоль направляющей зуба.
Полученные кривые сгруппированы в четыре
графика (рисунки 4–7).
Усилие радиального прижима в паре инструмент-деталь Рос = 50-100Н, с учетом упругой связи.
Характеристика хона АС6 80/63 модуль 2,625 мм.
Режимы обработки Vпр = 25 мм/мин, n = 200об/мин.
Усилие радиального прижима в паре инструмент-деталь Рос = 50–100 Н с учетом упругой связи.
Характеристика хона АС6 80/63 модуль 2,625 мм.
Режимы обработки Vпр = 25 мм/мин, n = 200 об/мин.
Усилие радиального прижима в паре инструмент-деталь Рос = 50–100 Н с учетом упругой связи.
18
18
16
16
14
14
12
частота
частота
20
20
12
10
Ряд1
8
10
Ряд1
Ряд2
8
Ряд3
6
Ряд2
4
Ряд3
6
2
4
0
0
2
0,05
0,1
0,15
0,2
0,25
0,3
0,35
0,4
Ra, мкм
Рисунок 7 – Кривая
рассеивания (Гаусса)
0
Рис.1. Кривая
рассеивания (Гаусса)
шероховатости
вдоль
линии(Ra)
зуба (Ra)
после «твердого» фрезерования
шероховатости
вдоль
линии
зуба
после
0
0,05
0,1
0,15
0,2
0,25
0,3
0,35
0,4
(синий цвет), после зубохонингования 4 прохода (розовый цвет) и 12 проходов (желтый цвет).
«твердого» фрезерования (синий цвет), после
Характеристика хона АС6 80/63 модуль 2,625 мм. Режимы обработки Vпр=25мм/мин, n=200об/мин.
Ra, мкм
Усилиезубохонингования
радиального прижима в паре инструмент-деталь
10-15 кг.
4 проходов (розовый
цвет)
Рис.3. Кривая рассеивания
(Гаусса) шероховатости
вдольрассеивания
линии зуба (Ra) после
«твердого» фрезерования
Рисунок
5 – Кривая
(Гаусса)
и 12 проходов (желтый цвет)
(синий цвет), после зубохонингования 4 прохода (розовый цвет) и 12 проходов (желтый цвет).
шероховатости вдоль линии зуба (Ra) после
Характеристика хона АСМ 28/20 модуль 2,625 мм. Режимы обработки Vпр=25мм/мин, n=200об/мин.
(синий
цвет), после
Усилие радиального«твердого»
прижима в парефрезерования
инструмент-деталь 10-15
кг.
зубохонингования 4 проходов (розовый цвет)
и 12 проходов (желтый цвет)
10
7
9
6
8
7
частота
частота
5
Ряд1
Ряд2
Ряд3
4
3
6
Ряд1
Ряд2
Ряд3
5
4
3
2
2
1
1
0
0
0
0
0,1
0,2
0,3
0,4
0,5
0,6
0,7
0,8
0,9
0,1
0,2
0,3
0,4
0,5
0,6
0,7
0,8
0,9
Ra, мкм
Ra, мкм
Рисунок
8 – Кривая
рассеивания
Рис.2. Криваяцвет),
рассеивания
(Гаусса) шероховатости
по профилю
зуба (Ra) после(Гаусса)
«твердого» фрезерования (синий цвет),
Рис.4. Кривая рассеивания (Гаусса) шероховатости по профилю зуба (Ra) после «твердого» фрезерования
Рисунок
6
–
Кривая
рассеивания (Гаусса) после (синий
зубохонингования
4 прохода (розовый цвет)
12 проходов (желтый
шероховатости
по ипрофилю
зуба цвет).
(Ra) после
после зубохонингования 4 прохода (розовый цвет) и 12 проходов (желтый цвет).
АС6 80/63 модуль 2,625 мм. Режимы обработки Vпр=25мм/мин, n=200об/мин.
шероховатости
профилю
зуба (Ra)n=200об/мин.
после Характеристика хона«твердого»
Характеристика хона АСМ
28/20 модуль 2,625 мм.по
Режимы
обработки Vпр=25мм/мин,
фрезерования (синий цвет), после
Усилие радиального «твердого»
прижима в паре инструмент-деталь
10-15 кг. (синий цвет), после Усилие радиального прижима в паре инструмент-деталь 10-15 кг.
фрезерования
зубохонингования 4 проходов (розовый цвет)
и 12 проходов (желтый цвет)
зубохонингования 4 проходов (розовый цвет)
и 12 проходов (желтый цвет)
Характеристика хона АСМ 28/20 модуль
2,625 мм. Режимы обработки Vпр = 25 мм/мин,
n = 200 об/мин.
A
A 14
Manufacturing engineering, machines and tools
3. ВЫВОДЫ
В результате проведения исследований по зубохонингованию поверхностей зубьев шестерен гидронасосов установлены рациональные параметры: зернистость алмазного хона, режимы обработки, а также схема обработки.
Как показывают результаты испытаний и анализа полученных результатов после чистового зубофрезерования закаленных шестерен шероховатость боковых поверхностей зубьев вдоль эвольвентного
профиля после фрезерования колеблется в пределах
0,97–0,23 мкм,
а
после
зубохонингования
–
0,38–0,22 мкм, шероховатость вдоль линии зуба после зубофрезерования колеблется в пределах
0,28–0,1 мкм, а после зубохонингования – в пределах
0,2–0,08 мкм.
При анализе полученных поверхностей и кривых
Гаусса установлено, что процесс алмазного зубохонингования обеспечивает высокую стабильность получения качественных и количественных характеристик поверхности.
Использование процесса алмазного зубохонингования поверхностей зубьев шестерен позволяет получить качественную деталь даже при использовании заготовок с разбросом количественных параметров шероховатости поверхности в широком диапазоне.
Точность при зубохонинговании практически не
меняется.
Указанные преобразования параметров шероховатости были достигнуты при рекомендованной характеристике алмазных червячных хонов (табл. 3) и
рекомендуемых режимах обработки (табл. 4).
Analysis of the gear tooth gearing by the module m = 2.625 mm of hydraulic pumps
A. V. Krivosheya1), V. V. Voznyy1), V. E. Melnyk1)
1) Institute
of Superhard Materials of the National Academy of Sciences of Ukraine,
2 Avtozavodska St., 04074, Kyiv, Ukraine
The article deals with the method of finishing the cylindrical gears with diamond worm gear in mechanical engineering on a wide-universal milling machine. For processing, a special device has been developed, which provides for elastic coupling in a tool-detail pair. Diamond tools with different grain parameters, which are used in processing, have been developed and manufactured. As a criterion for evaluating
the treatment of gears, roughness parameters were used, which were measured before and after treatment. The measurements were made, both along the profile and along the tooth line of the treated gear.
During the work, dynamometers, profilometer, barbell gauge, normalizer were used. For the statistical
evaluation of the data obtained, distribution curves were constructed. As a result of research on tooth gearing of gear teeth surfaces, rational parameters of granularity of diamond hone, processing modes, as well
as the processing scheme are established.
Keywords: cylindrical gears, tooth gearing, roughness.
Аналіз процесу зубохонінгування зубчастих коліс модулем m = 2,625 мм гідронасосів
А. В. Кривошея1), В. В. Возний1), В. Є. Мельник1)
1) Інститут
надтвердих матеріалів ім. В. М. Бакуля НАН України,
вул. Автозаводська, 2, 04074, м. Суми, Україна
У статті розглядається спосіб фінішного оброблення циліндричних зубчастих коліс алмазними
черв’ячними хонами в машинобудуванні на широкоуніверсальному фрезерному верстаті. Для оброблення розроблене спеціальне пристосування, що передбачає пружний зв'язок у парі інструмент–
деталь. Розроблені та виготовлені алмазні інструменти з різними параметрами зернистості, що використовуються під час оброблення. За критерій оцінювання оброблення зубчастих коліс використовували параметри шорсткості, які вимірювали до і після обробки. Вимірювання проводили як за профілем, так і вздовж лінії зуба оброблюваного зубчастого колеса. Під час проведення робіт використовували динамометри, профілометр, штангензубоміри, нормалемір. Для статистичного оцінювання одержаних даних були побудовані криві розподілу. В результаті проведення досліджень із зубохонінгування поверхонь зубів шестерень установлені раціональні параметри: зернистість алмазного хона,
режими оброблення, а також схема оброблення.
Ключові слова: циліндричні зубчасті колеса, зубохонінгування, шорсткість.
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННІХ ИСТОЧНИКОВ
1. Калашников А. С. Современные методы обработки зубчатых колёс / А. С. Калашников, Ю. А. Моргунов,
П. А. Калашников. – Москва : Спектр, 2012. – 238 с.
2. Корн Г. Справочник по математике / Г. Корн, Т. Корн. –
Москва : Наука, 1974. – 831 с.
REFERENCES
1. Kalashnikov A. S., Morgunov Yu. A., Kalashnikov P. A.
(2012). Sovremennyie metody obrabotki zubchatyh kolyos.
Moscow, Spektr [in Russian].
2. Korn G., Korn T. (1974). Spravochnik po matematike.
Moscow, Nauka [in Russian].
Journal of Engineering Sciences, Vol. 4, Issue 1 (2017), pp. A 11–A 15.
A 15
A
JOURNAL OF ENGINEERING SCIENCES
ЖУРНАЛ ІНЖЕНЕРНИХ НАУК
ЖУРНАЛ ИНЖЕНЕРНЫХ НАУК
Web site: http://jes.sumdu.edu.ua
Volume 4, Issue 1 (2017)
A 16
Journal of Engineering Sciences, Vol. 4, Issue 1 (2017)
JOURNAL OF ENGINEERING SCIENCES
ЖУРНАЛ ІНЖЕНЕРНИХ НАУК
ЖУРНАЛ ИНЖЕНЕРНЫХ НАУК
Web site: http://jes.sumdu.edu.ua
Volume 4, Issue 1 (2017)
УДК 621.516
Исследование потока жидкости в безлопаточном
пространстве жидкостнокольцевой машины
Ю. М. Вертепов1)
1) Сумский
государственный университет, ул. Римского-Корсакова, 2, 40007, г. Сумы, Украина
Article info:
Paper received:
The final version of the paper received:
Paper accepted online:
March 13, 2017
May 27, 2017
May 30, 2017
Correspondent Author's Address:
info@kttf.sumdu.edu.ua
Статья посвящена определению гидродинамических потерь мощности на трение жидкости в
безлопаточном пространстве жидкостнокольцевой машины. Эти потери соизмеримы по величине с
гидродинамическими потерями в рабочем колесе. Сложность в оптимизации энергетических
характеристик жидкостнокольцевой машины заключается также в наличии термодинамических
потерь на сжатие газа в рабочих ячейках и газодинамических потерь при движении рабочей среды
через окна машины, потерь на сжатие перетечек газа через торцевые зазоры между колесом и
стенками лобовин и через мертвый объем.
Все эти потери должны совместно учитываться при выборе оптимальных геометрических размеров
машины. Природа этих всех видов потерь мощности различна и определяется влиянием разных
геометрических факторов, что определяет сравнительно низкий изотермический коэффициент
полезного действия этой машины среди других типов ротационных машин (не выше 35–40 %).
Ключевые слова: колесо,
нагнетательное окна.
потери,
мощность,
1. ВВЕДЕНИЕ
Жидкостнокольцевые машины (ЖКМ) широко
применяются для работы в различных отраслях
производства в качестве компрессоров и вакуумных
насосов благодаря таким преимуществам, как
простота
конструкции,
уравновешенность,
надежность в эксплуатации, равномерность подачи
рабочего тела, возможность работать на агрессивных
и взрывоопасных средах, содержащих пары,
капельную жидкость и твердые включения. К
недостаткам
ЖКМ
относится
необходимость
отделения сжимаемого рабочего тела от рабочей
жидкости на нагнетании, нерегулируемая система
газораспределения
и
большая
мощность
гидродинамических потерь, снижающая КПД.
Эффективная мощность Ne состоит из мощности
на
сжатие
рабочего
тела
Nсж,
мощности
гидродинамических потерь NГ на перемещение
жидкостного кольца и мощности Nтр на преодоление
механического трения в уплотнениях ротора и
подшипниках (не более 0,01–0,015 от Ne). Процесс
сжатия рабочего тела в ЖКМ близок к
изотермическому с показателем политропы сжатия
n = 1,05–1,1, а мощность Nсж определяется по
соответствующей формуле [1].
В свою очередь, мощность гидродинамических
потерь NГ, Вт, состоит из мощности NБЛ на
преодоление трения при движении жидкости в
безлопаточном пространстве между колесом и
внутренней стенкой корпуса и мощности NК,
угловой
размер,
скорость,
всасывающее
и
затрачиваемой при движении рабочей жидкости в
межлопаточных каналах колеса и на вход и выход ее
в колесо, поэтому
N Г  N БЛ  N К .
(1)
Для расчета потерь мощности в рабочем колесе
NК можно использовать подход, основанный на
теории подобия гидромеханических процессов для
течения жидкости в лопаточном пространстве ЖКМ.
Машины стандартизованного ряда [2] имеют
рабочие колеса сходной конструкции и одинаковый
осевой подвод и отвод газа. КПД колеса этих машин
ηк определяется приведенным расходом рабочей
жидкости Q' и приведенной частотой вращения
колеса n', а затем рассчитывается величина NК, Вт,
по формуле
N К   Ж  QЖ  НТ  1  К  ,
(2)
где Qж – объемный расход жидкости через колесо,
м3/с; HT – создаваемый колесом теоретический
напор, м; γж – удельный вес рабочей жидкости, Н/м3.
Величины Q', n', Qж и HT можно рассчитать через
частоту вращения колеса, а также линейные и
угловые размеры машины [3], представленные на
рис. 1.
Течение жидкости в безлопаточном пространстве
ЖКМ большинством авторов рассматривалось как
течение в открытом канале прямоугольного сечения
с шириной, равной осевой ширине рабочего колеса, и
Journal of Engineering Sciences, Vol. 4, Issue 1 (2017), pp. B 1–B 5.
B1
B
высотой, изменяющейся от зазора Δ между колесом и
внутренней стенкой корпуса в верхнем сечении
машины до удвоенного эксцентриситета 2е в нижнем
ее сечении [7, 8]. Гидравлические потери в таком
канале определялись по методике [9]. Такой подход
приводит к занижению этих потерь на 7–8 %,
поскольку сверху данный канал перекрывается
лопатками вращающегося рабочего колеса и не
является открытым.
Целью статьи является уточнение методики
расчета потерь мощности на трение жидкости в
безлопаточном пространстве жидкостнокольцевых
вакуумных насосов.
Поскольку режим движения жидкости в
безлопаточном
пространстве
ЖКМ
всегда
турбулентный [1], то коэффициент гидравлического
трения определяется формулой А. Д. Альтшуля:
 КЭ
68 



4

R
Re
Г


Г  0,11 
0 ,25
,
(6)
где
KЭ
–
эквивалентная
шероховатость
внутренней
стенки
корпуса,
определяемая
технологией его изготовления и механической
обработки, м.
Гидравлический уклон для течения жидкости в
безлопаточном пространстве равен [1]:
С
8g
Г
.
(7)
Для
упрощения
расчетов
внутреннюю
поверхность жидкостного кольца можно описать
окружностью радиусом r0  ( r22  r1 ) 2 , м, с центром,
отстоящим от центра корпуса на расстояние е/, м:
e 
r22  r1
,
2
где r22  r2  a , м; a – погружение концов лопаток
Рисунок 1 – Поперечное сечение и окна ЖКМ
2. ОСНОВНАЯ ЧАСТЬ
Течение жидкости в безлопаточном пространстве
ЖКМ можно рассматривать как течение в закрытом
канале прямоугольного сечения с шириной b, равной
ширине рабочего колеса, и высотой h, м:
h  e    e  cos ,
(3)
где е – эксцентриситет машины, м; Δ – минимальный зазор между колесом и корпусом, м; Θ – угол
поворота
колеса,
отсчитываемый
от
точки
расположения этого минимального зазора, град.
Гидравлический радиус потока RГ, м, в
безлопаточном пространстве равен
RГ 
hb
.
2h  b
(4)
Число Рейнольдса потока в безлопаточном
пространстве на угле поворота колеса Θ равно
B
Re 
4 ср  R Г
vж
,
(5)
где νж – кинематическая вязкость рабочей
жидкости, м2/с; ср – средняя скорость жидкости в
безлопаточном пространстве на угле поворота колеса
Θ, осредненная как в радиальном направлении, так
и вдоль оси колеса, м/с.
B2
колеса в жидкостное кольцо при Θ = 180○, м; r2 –
наружный радиус колеса, м; r1 – средний радиус
втулки колеса, м.
Углы открытия и закрытия окна всасывания
обозначаются как φ0 и φвс, а углы открытия и
закрытия окна нагнетания – как φсж и φк . При
числе лопаток колеса z угловой размер рабочей
ячейки равен 2π/z, а его половина равна π/z.
Экспериментальные
исследования
поля
скоростей жидкости в безлопаточном пространстве
ЖКМ и давлений газа в рабочих ячейках машины
по углу поворота рабочего колеса Θ [4, 5]
подтвердили, что процессы в газожидкостном потоке
ЖКМ происходят в соответствии с уравнением
Бернулли. Поэтому при расчете потерь мощности
NБЛ можно принять допущения:
1. Давление газа на внутренней поверхности
жидкостного кольца в пределах всасывающего и
нагнетательного окон постоянно и равно давлению в
соответствующем патрубке ЖКМ, а скорости
жидкости в безлопаточном пространстве в этих
пределах постоянны и равны υвс и υн, а за этими
пределами скорость ср изменяется линейно.
2. Коэффициент гидравлического трения потока в
безлопаточном
пространстве
ЖКМ
можно
принимать
как
среднеарифметический
для
различных по углу поворота колеса Θ сечений
жидкостного кольца.
3. Отсчет углов поворота рабочей ячейки ведется
от ее угловой середины. Экспериментально
полученная зависимость средней скорости жидкости
в безлопаточном пространстве от угла поворота
колеса Θ для серийно выпускаемого вакуумного
насоса ВВН-12 [4] показана на рис. 2.
Если угол Θ = π – αвс больше π/z, то после
Investigation of Working Processes in Machines and Devices
отсоединения ячейки от окна всасывания в ней
происходит дальнейшее расширение газа, связанное
с понижением его давления [5], приводящее к
дополнительному повышению средней скорости
жидкости в безлопаточном пространстве до скорости
вс  вс на угле      z [4]. После закрытия окна
нагнетания на угле   К   z давление газа в
ячейке продолжает возрастать [5] до тех пор, пока
ячейка не пройдет точку наименьшего зазора между
внутренней поверхностью жидкостного кольца и
втулкой колеса, которой соответствует угол Θ = αм,
при этом средняя скорость жидкости снизится до
величины υм [4]. Скорости жидкости υвс, υн, вс и υм
можно выразить в относительном виде через
окружную
скорость
на
выходе
колеса
u2.
Относительные величины этих скоростей зависят от
углов открытия и закрытия окон, окружной скорости
рабочего колеса u2, режима работы ЖКМ и ее
внутренней геометрии. Для машины ВВН-12 при
u2 = 16,8 м/с, вакууме на всасывании 70 % и числе
лопаток колеса z = 18 получается [6]:

 вс


 1,04, вс  1,15, н  0,66, м  0,5.
u2
u2
u2
u2
Разность углов
2

M 
 сж  2 ср 
С2
0
2
h
  r2    2h  b   d.
2

(9)
В соответствии с расчетной схемой поля средних
скоростей жидкости в безлопаточном пространстве
(рис. 2) величину М, Н· м, можно представить в виде
суммы слагаемых
M  M вс  М н  М I  M II ,
(10)
где
 2 
M вс  вс 2 сж 
С
Mн 
MI 
 сж
С

 h3

 h 2  a  h  d  b  r22   d ,

вс 
(10)

z
 h3

 h 2  a  h  d  b  r22   d ,

(11)
z
   2
к 
z

z

2

z
   2
к 
 н2   сж

С2
 сж 
вс 
 h3

  h 2  a  h  d  b  r22  
2


z
(12)
2
 м  к   z  невелика и не
превышает 5–7°. Поэтому расчетную схему поля
средних скоростей жидкости в безлопаточном
пространстве ЖКМ можно представить линейными
участками І и ІІ и участками с постоянными
скоростями υвс и υн (рис. 2).




    


z

  в с 
  в с   н  d,
2


 сж   


z


M II 
 сж
С

 0   2
2
z

к 
 h3

  h 2  a  h  d  b  r22  
2


z
(13)
2




   к  


z


  н 
  в с   н  d,
2


 0   к  2 


z


причем
a  2  r2  b 4 ; d  2r22  br2
–
величины
в
подынтегральных выражениях (10)–(13).
Выполняя интегрирование формул (10)–(13) и
пренебрегая членами, в которых входит величина h
во второй и более высоких степенях, получаем
результаты
интегрирования,
по
которым
рассчитывается момент трения М [6].
3. ВЫВОДЫ
Рисунок 2 – Схематизация поля скоростей
в безлопаточном пространстве ЖКМ
Мощность на трение жидкости NБЛ, кВт, в
безлопаточном пространстве ЖКМ равна
N БЛ 
M 
,
1000
(8)
где М – момент силы трения жидкости в
безлопаточном пространстве, Н· м; ω – угловая
скорость рабочего колеса, рад/с, причем
Расчеты
величины
потерь
NБЛ
по
предполагаемой методике показывают, что по
величине они сравнимы с потерями в колесе Nк и
при расчете мощности гидродинамических потерь NГ
в ЖКМ ими пренебрегать нельзя, поскольку обе они
определяют выбор оптимальных геометрических
параметров
ЖКМ,
задаваемых
при
ее
проектировании.
Journal of Engineering Sciences, Vol. 4, Issue 1 (2017), pp. B 1–B 5.
B3
B
Investigation of fluid flow in the space of a liquid-ring vehicle
Yu. M. Vertepov1)
1) Sumy
State University, 2 Rymskogo-Korsakova St., 40007, Sumy, Ukraine
The article is devoted to defining of hydrodynamic power losses of liquid in liquid-ring machine, in its
free blade area. The losses may be compared with those in working wheel. The complexity of optimization
energy characteristics of liquid-ring machine consists of thermodynamic losses of gas compression in working area and gasdynamic losses, connected with gas flow in machine windows, losses connected with gas
movement across dead volume and inner clearances. All this losses must be accounted for optimal geometric sizes choice. This losses have different nature and depend on different geometric factors. This is the
reason of low liquid-ring machines efficiency (about 35–40 %).
Keywords: wheel, losses, power, angle size, velocity, suction and discharge ports.
Дослідження потоку рідини в безлопатевому
просторі рідинокільцевої машини
Ю. М. Вертепов1)
1) Сумський
державний університет, вул. Римського-Корсакова, 2, 40007, м. Суми, Україна
Стаття присвячена знаходженню гідродинамічних втрат потужності на тертя рідини у
безлопатевому просторі рідиннокільцевої машини. Ці втрати порівнянні з гідродинамічними
втратами у робочому колесі. Труднощі оптимізації енергетичних характеристик рідиннокільцевої
машини полягають також у наявності термодинамічних втрат на стискання газу в робочих
порожнинах і газодинамічних втрат під час руху робочого середовища через вікна машини, втрат на
стискання перетікань газу крізь торцові зазори між колесом і стінками лобовин і через мертвий об’єм.
Усі ці втрати повинні сумісно враховуватися для вибору оптимальних геометричних розмірів
машини. Природа всіх цих втрат потужності різна і визначається впливом різних геометричних
факторів, що призводить до низького ізотермічного коефіцієнта корисної дії цієї машини порівняно з
іншими типами ротаційних машин (не більше ніж 35–40 %).
Ключові слова: колесо, втрати, потужність, кутовий розмір, швидкість, всмоктувальне і нагнітальне
вікна.
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННЫХ ИСТОЧНИКОВ
B
1. Фролов Е. С. Вакуумная техника : справочник /
Е. С. Фролов. – Москва : Машиностроение, 1985. – 360 с.
2. ОСТ 26-12-1113-74 «Машины водокольцевые. Типы и
основные параметры». Минхимнефтемаш. – Москва, 1974. –
12 с.
3. Автономова И. В. Определение потерь мощности в
рабочем
колесе
водокольцевых
вакуум-насосов
/
И. В. Автономова, Ю. М. Вертепов // Известия вузов. –
Москва : Машиностроение, 1980. – № 3. – С. 22–23.
4. Вертепов Ю. М. Экспериментальное определение поля
скоростей
в
безлопаточном
пространстве
жидкостнокольцевого вакуум-насоса / Ю. М. Вертепов //
Реф. сб. ЦИНТИХИМНЕФТЕМАШ «Химическое и
нефтяное машиностроение». – Москва : Машиностроение,
1978. – № 5. – С. 19–21.
5. Лубенец В. Д. Индицирование давлений газа в рабочих
ячейках жидкостнокольцевых машин / В. Д. Лубенец //
Известия вузов. – Москва : Машиностроение, 1980. – № 5. –
С. 69–73.
B4
6. Вертепов Ю. М. Расчетное определение мощности
гидродинамических
потерь
в
жидкостнокольцевых
машинах / Ю. М. Вертепов, И. В. Автономова // Труды
МВТУ им. Н. Э. Баумана. – Москва, 1979. – № 311, Вып. 5.
– С. 91–104.
7. Караганов Л. Т. Расчет основных параметров
жидкостнокольцевых
вакуум-компрессоров /
Л. Т. Караганов, Е И. Прямицын // Сб. Аппараты и
машины кислородных и криогенных установок. – Москва :
Машиностроение, 1974. – Вып. 14. – С. 38–43.
8. Райзман И. А. Расчетное определение гидравлических
потерь
в
жидкостнокольцевом
вакуум-насосе /
И. А. Райзман, А. И. Лукьянова // Сб. Вакуумная техника. –
Казань : Таткнигиздат, 1970. – Вып. 2. – С. 14–18.
9. Идельчик И. Е. Справочник по гидравлическим
сопротивлениям / И. Е. Идельчик. – Москва :
Машиностроение, 1975. – 480 с.
Investigation of Working Processes in Machines and Devices
REFERENCES
1. Frolov, E. S. (1985). Vakuumnaya tekhnika. Spravochnik.
Moscow, Mashinostroenie [in Russian].
2. OST 26-12-1113-74 “Mashiny vodokol’cevye. Tipy i osnovnye parametry”. (1974). Minhimneftemash, Moscow [in
Russian].
3. Avtonomova, I. V., Vertepov, Yu. M. (1980). Opredelenie
poter' moshchnosti v rabochem kolese vodokol'cevyh vakuumnasosov. Izvestiya VUZov, No. 3. Moscow, Mashinostroenie,
22–23 [in Russian].
4. Vertepov, Yu. M. (1978). Eksperimental’noe opredelenie
polya skorostej v bezlopatochnom prostranstve zhidkostnokol‘cevogo
vakuum-nasosa.
Ref.
sb.
CINTIHIMNEFTEMASH “Himicheskoe i neftyanoe mashinostroenie”, No. 5. Moscow, Mashinostroenie, 19–21. [in
Russian].
5. Lubenec, V. D. (1980). Indicirovanie davlenij gaza v rabochih yachejkah zhidkostnokol’cevyh mashin. Izvestiya VUZov,
No. 5. Moscow, Mashinostroenie 69–73. [in Russian].
6. Vertepov, Yu. M., Avtonomova, I. V. (1979). Raschetnoe
opredelenie moshchnosti gidrodinamicheskih poter’ v
zhidkostnokol‘cevyh mashynah. Trudy MVTU im. N. E. Baumana, No. 311, Issue 5. Moscow, 91–104. [in Russian].
7. Karaganov, L. T., Pryamicyn, E. I. (1974). Raschet osnovnyh parametrov zhidkostnokol'cevyh vakuum-kompressorov.
Sb. Apparaty i mashiny kislorodnyh i kriogennyh ustanovok,
Issue 14. Moscow, Mashinostroenie, 38–43 [in Russian].
8. Rayzman, I. A., Lukyanova, A. I. (1970). Raschetnoe opredelenie gidravlicheskih poter’ v zhidkostnokol’cevom vakuumnasose. Sb. Vakuumnaya tekhnika, Issue 2. Kazan’, Tatknigizdat, 14–18 [in Russian].
9. Idel’chik, I. E. (1975). Spravochnik po gidravlicheskim
soprotivleniyam. Moscow, Mashinostroenie, 1975. [in
Russian].
B
Journal of Engineering Sciences, Vol. 4, Issue 1 (2017), pp. B 1–B 5.
B5
JOURNAL OF ENGINEERING SCIENCES
ЖУРНАЛ ІНЖЕНЕРНИХ НАУК
ЖУРНАЛ ИНЖЕНЕРНЫХ НАУК
Web site: http://jes.sumdu.edu.ua/
Volume 4, Issue 1 (2017)
УДК 621.791.927.5
Аналитическое определение частоты коротких замыканий дуги при наплавке
в углекислом газе с механическими колебаниями сварочной ванны
В. А. Лебедев1), С. В. Новиков1), С. А. Лой1)
1) Институт
электросварки им. Е. О. Патона НАН Украины, ул. Боженко, 11, 03680, г. Киев, Украина
Article info:
Paper received:
The final version of the paper received:
Paper accepted online:
Correspondent Author's Address:
13 March 2017
29 May 2017
30 May 2017
novykov76@ukr.net
Выдвинута гипотеза возможности снижения степени разбрызгивания при наплавке в углекислом
газе посредством задания частотных характеристик колебания сварочной ванны. Представлены
уравнения, являющиеся результатом теоретических исследований, на основе которых определено выражение для частоты коротких замыканий междугового промежутка в процессе наплавки на постоянном токе.
На основе краткого литературного анализа трудов прошлых лет показано, что частота, накладываемая на ванну, должна определяться собственной частотой кристаллизации вблизи фронта кристаллизации расплава, которая определяется скоростью наплавки и кристаллизационными характеристиками металла сварочной ванны. В связи с тем что до сих пор не создана строгая теория кристаллизации в условиях внешних колебаний, представлены зависимости по определению амплитудно-частотных характеристик, полученные различными исследователями.
Приведен пример расчета времени горения дуги и короткого замыкания в процессе наплавки, на
основании чего определена частота коротких замыканий.
Ключевые слова: периодическое воздействие, разбрызгивание металла, наплавка, короткое замыкание, длина дугового промежутка.
1. ВВЕДЕНИЕ
1.1. Анализ последних исследований и литературы
Процессы дуговой сварки и наплавки попрежнему являются одними из ведущих технологий
при создании различных металлоконструкций, придании им необходимых служебных свойств, восстановлении изношенных узлов и деталей. Для повышения технологической прочности в настоящее время широко применяются различные способы сварки
и наплавки с периодическим тепловым или механическим воздействием на расплав сварочной ванны. К
их числу относятся способы с механическими колебаниями ванны жидкого металла.
Для изучения влияния механических колебаний
ванны, их характеристик на свойства наплавленных
валиков в ИЭС им. Е. О. Патона НАНУ была разработана установка, позволяющая осуществлять механические колебания ванны, как показано на рисунке 1 [1].
B
Рисунок 1 – Схема перемещения станины
в процессе колебаний
B6
Осуществляя процесс наплавки на данной установке, можно добиться не только формирования желательной структуры металла шва, но и существенно увеличить ширину шва с минимальной глубиной
проплавления основного металла.
Как известно, одной из основных проблем наплавки электродной проволокой в углекислом газе
является разбрызгивание металла, что обусловлено
электрическим взрывом металлической перемычки
[2, 3]. Для решения данной проблемы в последнее
время используют импульсные режимы подачи
электродной проволоки с применением программируемых шаговых или вентильных электродвигателей [4], аддитивные импульсно-дуговые методы
сварки и наплавки, что позволяет снизить потери на
разбрызгивание до 10–15 % [5]. В случае многопроходной сварки – шовную TIG-сварку в импульсном
режиме [6]. Вместе с тем применение импульсной
подачи проволоки в сочетании с колебаниями сварочного инструмента или расплава сварочной ванны
позволит не только снизить степень разбрызгивания,
но и сформировать желаемую структуру наплавляемого или свариваемого металла.
В настоящее время широко применяется воздействие на расплав сварочной ванны электромагнитных полей с частотой, не превышающей 30,0 Гц, что
ограничивает возможности данной технологии и
делает невозможным её применение для металлов с
малым коэффициентом температуропроводности [7].
Однако применение импульсных режимов электро-
Investigation of working processes in machines and devices
магнитного воздействия даёт возможность получать
частоту до 260,0 Гц, что обеспечивает формирование
желаемой структуры в любом металле [8].
Современная промышленность также широко
применяет импульсно-лазерные технологии, позволяющие получать структуру заданной степени дисперсности [9]. Широкое применение сегодня находит
комбинированный лазерно-дуговой метод как наиболее эффективный с точки зрения соотношения
«цена – качество». Однако его основными недостатками являются дефекты структуры, обусловленные
автоколебаниями парогазового канала и сварочной
ванны [10, 11]. Для устранения данного недостатка
было предложено стабилизировать сварочную ванну
посредством введения сканирующего лазерного луча
с амплитудой до 0,5 мм и частотой сканирования
больше 300,0 Гц [12].
1.2. Постановка проблемы
Таким образом, контроль над формированием
структуры на данный момент чаще всего обеспечивается применением электромагнитного поля и гибридной лазерно-дуговой технологии, что обусловлено
эффективностью и малым временем получения необходимого результата. Однако стоимость и сложность оборудования существенно ограничивают их
использование. Кроме того, в последнее время всё
актуальней становится проблема сбережения энергоресурсов, что повышает технические требования и,
соответственно цену к разрабатываемому новому
оборудованию. Исходя из этого, очевидными становятся разработка более дешёвых и менее энергоёмких новых и совершенствование старых технологий,
позволяющих контролировать структуру наплавленного металла. Одной из таких технологий является
механическое импульсное или периодическое влияние на расплав сварочной ванны. Определив амплитудно-частотный режим колебаний, можно не только
формировать желаемую структуру, но и осуществлять контролируемый перенос металла в сварочную
ванну, формируя размер капли в процессе наплавки
таким образом, чтобы разбрызгивание металла было
минимальным.
Целью работы является аналитическое определение зависимости частоты замыканий дугового
промежутка в процессе наплавки в среде углекислого газа от заданных амплитудно-частотных характеристик колебания сварочной ванны.
2. ОСНОВНАЯ ЧАСТЬ
Поиск оптимальной частоты, накладываемой на
сварочную ванну, осуществлялся многими исследователями, и наилучшие результаты были достигнуты при частоте fв, равной или близкой частоте температурных колебаний вблизи фронта кристаллизации, лежащей в пределах 0,5–100 Гц. Так как на
данный момент строгая теория формирования
структуры металла шва с колебательным воздействием отсутствует, её аналитическое определение
зависит от условий проведения эксперимента и допускаемых гипотез. Исходя из анализа литературных источников, для механических колебаний данная величина является функцией скорости сварки и
чаще всего аналитически определяется по формуле
[13]:
fв 
0 ,5kVсв 2 lg e ,
D
(1)
где Vсв – скорость сварки; k – безразмерный коэффициент распределения примеси между твёрдой и
жидкой фазами; e – основание натурального логарифма, D [м2/с] – коэффициент диффузии примеси в
жидкой фазе.
Так же применима формула [14]:
fв 
Vсв ,
nxmax
(2)
где n – коэффициент, учитывающий количество
периодов кристаллизации при переходе от дезориентированной структуры металла ванны к направленной; Δxmax – значение максимальной протяжённости
зоны концентрационного переохлаждения в хвосте
сварочной ванны по оси шва.
Для выбора амплитуды колебания А предложена
зависимость [15]:
A
Vкр ,
(3)
2f e
где Vкр – критическая скорость движения расплава.
Поскольку процесс наплавки в углекислом газе
плавящимся электродом является периодическим
процессом, обусловленным характером переноса металла, выдвинуто предположение возможности контроля степени разбрызгивания на основе контроля
длины дуги и соответственно тока короткого замыкания путём определения частоты коротких замыканий, определяемой заданными частотными характеристиками колебания сварочной ванны.
В результате теоретических исследований получены зависимости величины силы тока от длины
дуги I д lд  за время формирования капли и величины плотности тока от длины перемычки – j lп  за
время её существования [16], где длина дуги lд и
длина перемычки lп представляют собой функции от
частотных характеристик колебания ванны, которые

tср
задаются и определяются по выражению lд  e  ;
δ – величина превышения длины дуги за счёт колебания; tср – время саморегулирования дуги;
θ [c] – постоянная саморегулирования дуги, а
  atg( 2f св ) – амплитуда колебания сварочной
дуги.
Тогда частота коротких замыканий fкз задаётся
совокупностью уравнений:

1
f кз 
,

t

t кз
д


t

 СР



I

I

A
atg
(
2

f
t
)
e
кз
в д
 д



ne эл 
 j 3
t

 СР

atg (2f в t кз )e  K
Journal of Engineering Sciences, Vol. 4, Issue 1 (2017), pp. B 6–B 10.
B
3
8

 ,


(4)
,
B7
где tд – время горения дуги до короткого замыкания; tкз – время короткого замыкания; Iд – ток дуги,
Iкз – ток короткого замыкания; А [А/м3/8] – экспериментально определяемый коэффициент пропорциональности; a – расстояние смещения сварочной горелки от оси колебания станины (рис. 2); j – плотность тока короткого замыкания; n – любое натуральное число, увеличивающееся по мере роста j;
eэл – заряд электрона; λ – коэффициент теплопроводности; K – постоянная Больцмана.
tср

 3  n  eэл    e 
1
t кз 
arctg 
2f в
jK a







1 ,510 4


-19
210  4
1
3

2000

1,60217662

10

50

e

arctg 
11
- 23
 2  10  1,380 648 52(79)·10  0 ,04
2    27


3
 6  10 arctg 0 ,533   6  10 3  0 ,49  2 ,94  10 3 c  3 мс.






Отсюда
f кз 
1
1

 83 Гц.
tд  tкз 12  10 3
3. ВЫВОДЫ
Рисунок 2 – Схема к пояснению зависимости длины дуги
от частотных характеристик колебания сварочной ванны:
ψ(t) = 2πfвt
Например, для заданных параметров: а = 40 мм;
fв = 27 Гц; Iд = 250 А; Iкз = 400 А; tср ≈ 1,5 ∙ 10–4 с;
θ ≈ 2 ∙ 10–4 с; А = 170 А/м3/8; n = 2 000 (в момент короткого
замыкания);
eэл
=
1,60 · 10–19 Кл;
−23
К = 1,38 ∙ 10
Дж/К; λ ≈ 50 Вт/(м·К); j =2 ∙ 1011 А/м2
(в момент короткого замыкания). Времена, рассчитываемые по системе (4), будут равны:
1. В целях снижения степени разбрызгивания
при наплавке на постоянном токе представлена система уравнений, определяющая зависимость частоты
коротких замыканий от заданных частотных характеристик колебания сварочной ванны, что должно
являться одним из критериев при выборе режима
наплавки, осуществляемой с внешними колебаниями сварочной ванны.
2. Данная совокупность уравнений получена теоретически и требует верификации с опытными данными, что обуславливает необходимость проведения
дальнейших экспериментальных исследований.
 1,510 4
8 
8 
 tср
 2104

 e   I кз  I д  3 
1
1
e
 400  250  3 

tд 
arctg 
arctg

 

 


 0 ,04  170  
2f в
 a  A   2    27






3
3
3
 6  10 arctg 53  0 ,72   6  10  1,55  9 ,23  10 c  9 мс.
Analytical determination of the frequency of short circuits of the arc at surfacing
in gas dioxide with welding pool mechanical oscillations
V. A. Lebedev1), S. V. Novikov1), S. A. Loy1)
1) Paton
Electric Welding Institute of the National Academy of Sciences of Ukraine,
11 Bozhenko St., 03680, Kyiv, Ukraine
A hypothesis has been put forward that it is possible to reduce the degree of splashing when surfacing
into carbon dioxide due to the setting of the frequency characteristics of the oscillation of the weld pool.
Equations are presented that are the result of theoretical research, on the basis of which an expression for
the short-circuits frequency of the inter-arc gap in the process of surfacing by on a direct current is determined.
On the basis of brief literature analysis of the works past years old its is showed that the frequency
imposed on the welding pool has to detected by crystallization frequency near the crystallization front melt
which is detected by a surfacing velocity and crystallization characteristics of weld pool metal. Due to the
fact that for present day the strict theory of crystallization in the conditions outer oscillations haven't created, the dependencies for an amplitude-frequency characteristic’s determining which were got by different
researchers have been presented.
The example of calculation of an arc burning time and time of short circuit in period of surfacing process have been presented. On the basis of that, frequency of short circuits has been determined.
B
Keywords: periodic action, splashing of metal, surfacing, short-circuit, length of arc gap.
B8
Investigation of working processes in machines and devices
Аналітичне визначення частоти коротких замикань дуги при наплавленні
у вуглекислому газі з механічними коливаннями зварювальної ванни
В. О. Лебедєв1), С. В. Новіков1), С. О. Лой1)
1) Інститут
електрозварювання ім. Є. О. Патона НАН України, вул. Боженка, 11, 03680, м. Київ, Україна
Висунуто гіпотезу можливості зниження ступеня розбризкування при наплавленні у
вуглекислому газі за допомогою задання частотних характеристик коливання зварювальної ванни.
Поданы рівняння, що є результатом теоретичних досліджень, на основі яких визначено вираз для
частоти коротких замикань міждугового проміжку в процесі наплавлення при постійному струмі.
На підставі стислого літературного аналізу праць минулих років показано, що частота, яка
накладається на ванну, повинна визначатися власною частотою кристалізації поблизу фронту
кристалізації розплаву, яка визначається швидкістю наплавлення і кристалізаційними
характеристиками металу зварювальної ванни. У зв’язку з тим що до цього часу не створена строга
теорія кристалізації в умовах зовнішніх коливань, наведені залежності з визначення амплітудночастотних характеристик, одержаних різними дослідниками.
Подано приклад розрахунку часу горіння дуги і короткого замикання в процесі наплавлення, на
підставі чого визначено частоту коротких замикань.
Ключові слова: періодичний вплив, розбризкування металу, наплавлення, коротке замикання,
довжина дугового проміжку.
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННЫХ ИСТОЧНИКОВ
1. Пат. на корисну модель № 80823. Універсальний маніпулятор з можливістю низькочастотної вібраційної обробки
зварювальної ванни / В. О. Лебедєв, С. Ю. Максимов,
І. В. Лендєл. Публікація відомостей 10.06.2013, Бюл. № 11.
2. Дюргеров Н. Г. О разрыве перемычки между электродом и сварочной ванной / Н. Г. Дюргеров // Сварочное производство. – 1972. – № 3. – С. 4–6.
3. Заруба И. И. Электрический взрыв как причина разбрызгивания металла / И. И. Заруба // Автоматическая
сварка. 1970. – № 3. – С. 14–18.
4. Лебедев В. А. Особенности формирования структуры
сварных соединений при дуговой наплавке с импульсной
подачей электродной проволоки / / В. А. Лебедев,
И. В. Лендел, А. В Яровицын, Е. И. Лось, С. В. Драган //
Автоматическая сварка. – 2016. – № 3. – С. 25–30.
5. Сараев Ю. Н. Совершенствование технологических
процессов сварки и наплавки на основе методов адаптивного импульсного высокоэнергетического воздействия на характеристики переноса электродного металла и кристаллизации сварочной ванны / Ю. Н. Сараев, В. П. Безбородов,
А. А. Григорьева // Сварка и диагностика. – 2013. – № 5. –
С. 44–47.
6. Шипилов А. В. Управление структурой сварных соединений при орбитальной TIG-сварке технологических трубопроводов компрессорных станций / А. В. Шипилов,
А. В. Коновалов, В. В. Бровко, С. И. Полосков // Известия
высших учебных заведений. Машиностроение. – 2011. –
№ 6 – С.44–52.
7. Морозов В. П. Влияние внешнего пульсирующего источника тепла на расплавленный металл сварного шва в
процессе его кристаллизации с целью эффективного управления структурообразованием / В. П. Морозов // Наука и
образование. – 2010. – № 10. – С. 1–22.
8. Рыжов Р. Н. Влияние импульсных электромагнитных
воздействий на формирование и кристаллизацию швов /
Р. Н. Рыжов // Автоматическая сварка. – 2007. – № 2. –
С. 56–58.
9. Басов Н. Г. Физико-технологические особенности лазерной сварки в непрерывном и импульсно – периодическом режимах / Н. Г. Басов, В. В. Башенко, С. Г. Горный //
Сварочное производство. – 1985. – № 8. – С. 2–4.
10. Лопота В. А. Модель лазерной сварки с глубоким проплавлением для применения в технологии / В. А. Лопота,
Ю. Т. Сухов, Г. А. Туричин // Известия академии наук. –
1997. – Т. 61, № 8. – С. 1613–1618.
11. Forsman T. Process instability in laser welding of aluminum alloys at the boundary of complete penetration /
T. Forsman, J. Powell, C. Magnusson // Journal of Laser Applications. – 2001. – Vol. 13, Issue 5. – P. 193–198.
12. Туричин Г. А. Перспективы внедрения лазернодугового процесса для сварки металлов больших толщин /
Г. А. Туричин, И. А. Цибульский, М. В. Кузнецов,
В. В. Сомов // Ритм. – 2010. – Вып. 10. – С. 28–31.
13. Болдырев А. М. О механизме формирования структуры
металла шва при введении низкочастотных колебаний в
сварочную ванну / А. М. Болдырев // Сварочное производство. – 1976. – № 2. – С. 52–55.
14. Славин Г. А. Формирование дезориентированной
структуры металла шва при наложении низкочастотных
возмущений на сварочную ванну / Г. А. Славин // Сварочное производство. – 1980. – № 6. – С. 3–5.
15. Аристов С. В. Кристаллизация металла шва при низкочастотных колебаниях расплава / С. В. Аристов,
В. Л. Руссо // Сварочное производство. – 1982. – № 11. –
С. 42–44.
16. Лебедев В. А. Математическая модель процессов сварки
и наплавки с управляемыми изменениями вылета электродной проволоки / В. А. Лебедев, С. В. Новиков,
С. В. Драган, И. В. Симутенков // Збірник наукових праць
НУК. – Миколаїв, 2017. – № 1. – С. 48–54.
Journal of Engineering Sciences, Vol. 4, Issue 1 (2017), pp. B 6–B 10.
B9
B
REFERENCES
1. Lebedyev V. O., Maksymov S. Yu., Lendyel I. V.
Universal'nyy manipulyator z mozhlyvistyu nyz'kochastotnoyi
vibratsiynoyi obrobky zvaryuval'noyi vanny. Patent na
korysnu model' № 80823. Publikatsiya vidomostey 10.06.2013,
Byul. № 11 [in Ukrainian].
2. Dyurgerov N. G. O razrive peremichki mejdu elektrodom i
svarochnoi vannoi // Svarochnoe proizvodstvo – № 3. – 1972. –
pp. 4 – 6 [in Russian].
3. Zaruba I. I. Elektricheskii vzriv kak prichina
razbrizgivaniya metalla // Avtomaticheskaya svarka – № 3. –
1970. – pp. 14–18 [in Russian].
4. Lebedev V .A., Lendel I. V., Yarovicin A. V., Los E. I.,
Dragan S. V. Osobennosti formirovaniya strukturi svarnih
soedinenii pri dugovoi naplavke s impulsnoi podachei
elektrodnoi provoloki // Avtomaticheskaya svarka. – 2016. – №
3. – pp. 25–30 [in Russian].
5. Saraev Yu. N., Bezborodov V. P., Grigoreva A. A.
Sovershenstvovanie tehnologicheskih processov svarki i
naplavki na osnove metodov adaptivnogo impulsnogo
visokoenergeticheskogo
vozdeistviya
na
harakteristiki
perenosa elektrodnogo metalla i kristallizacii svarochnoi
vanni // Svarka i diagnostika. – 2013. – No. 5. – pp. 44–47 [in
Russian].
6. Shipilov A. V., Konovalov A. V., Brovko V. V.,
Poloskov S. I. Upravlenie strukturoi svarnih soedinenii pri
orbitalnoi
TIG_svarke
tehnologicheskih
truboprovodov
kompressornih stancii // Izvestiya visshih uchebnih zavedenii.
Mashinostroenie. – 2011. – № 6 – pp. 44–52 [in Russian].
7. Morozov V. P. Vliyanie vneshnego pulsiruyuschego
istochnika tepla na rasplavlennii metall svarnogo shva v
processe ego kristallizacii s celyu effektivnogo upravleniya
strukturoobrazovaniem // Nauka i obrazovanie. – 2010. – №
10. – pp. 1–22 [in Russian].
8. Rijov R. N. Vliyanie impulsnih elektromagnitnih
vozdeistvii na formirovanie i kristallizaciyu shvov //
Avtomaticheskaya svarka. – 2007. – № 2. – pp. 56–58 [in Russian].
9. Basov N. G., Bashenko V. V., Gornii S. G.
Fiziko_tehnologicheskie osobennosti lazernoi svarki v
neprerivnom i impulsno – periodicheskom rejimah //
Svarochnoe proizvodstvo. – 1985. – № 8. – pp. 2–4 [in Russian].
10. Lopota V. A., Suhov Yu. T., Turichin G. A. Model lazernoi
svarki s glubokim proplavleniem dlya primeneniya v
tehnologii // Izvestiya akademii nauk. – 1997. – Vol. 61. –
№ 8. – pp. 1613–1618 [in Russian].
11. Forsman T., Powell J., Magnusson C. Process instability
in laser welding of aluminum alloys at the boundary of complete penetration // Journal of Laser Applications. – 2001. –
Vol. 13, Issue 5. – pp. 193–198.
12. Turichin G. A., Cibulskii I. A., Kuznecov M. V.,
Somov V. V.
Perspektivi
vnedreniya
lazerno_dugovogo
processa dlya svarki metallov bolshih tolschin // Ritm. – 2010.
– Issue 10. – pp. 28–31 [in Russian].
13. Boldirev A. M. O mehanizme formirovaniya strukturi
metalla shva pri vvedenii nizkochastotnih kolebanii v
svarochnuyu vannu // Svarochnoe proizvodstvo. – 1976. – No
2. – pp. 52–55 [in Russian].
14. Slavin G. A. Formirovanie dezorientirovannoi strukturi
metalla shva pri nalojenii nizkochastotnih vozmuschenii na
svarochnuyu vannu // Svarochnoe proizvodstvo. – 1980. –
No. 6. – pp. 3–5 [in Russian].
15. Aristov S. V., Russo V. L. Kristallizaciya metalla shva pri
nizkochastotnih kolebaniyah rasplava
//
Svarochnoe
proizvodstvo. – 1982. – No. 11. – pp. 42–44 [in Russian].
16. Lebedev V. A., Novikov S. V., Dragan S. V.,
Simutenkov I. V. Matematicheskaya model processov svarki i
naplavki s upravlyaemimi izmeneniyami vileta elektrodnoi
provoloki // Zbіrnik naukovih prac NUK. – Mkolaiv, 2017. –
No. 1. – pp. 48–54 [in Russian].
B
B 10
Investigation of working processes in machines and devices
JOURNAL OF ENGINEERING SCIENCES
ЖУРНАЛ ІНЖЕНЕРНИХ НАУК
ЖУРНАЛ ИНЖЕНЕРНЫХ НАУК
Web site: http://jes.sumdu.edu.ua/
Volume 4, Issue 1 (2017)
УДК 621.774
Анализ и развитие метода расчета калибровки рабочей планки станов ХПТР
C. В. Пилипенко1), В. У. Григоренкo1)
1) Национальная
металлургическая академия Украины, просп. Гагарина, 4, 49600, г. Днепр, Украина
Article info:
Paper received:
The final version of the paper received:
Paper accepted online:
Correspondent Author's Address:
March 14, 2017
May 15, 2017
May 30, 2017
44-08@mail.ru
Анализ и развитие существующего метода расчета профиля калиброванной рабочей планки
станов холодной пильгерной роликовой прокатки труб с целью обеспечения необходимого
распределения энергосиловых параметров вдоль рабочего конуса.
Предложено при построении формы рабочей поверхности планки использовать линии Безье. При
использовании для расчетов калибровок опорных планок сплайн-кривой Безье появляется
возможность расчета параметров, исходя из обжатия по наружному диаметру, изменение параметров
обжатия по толщине стенки не будет значительно влиять на характер распределения силовых
характеристик вдоль конуса деформации. Возможность расчета всех зон планки по одной зависимости
позволяет упростить процесс ее изготовления на станках с ЧПУ. Сравнение графиков распределения
силовых параметров процесса ХПТР вдоль конуса деформации доказывает преимущество
предложенного метода. Уменьшение величины обжатия в конце зоны деформации способствует
получению труб с меньшей разностенностью (особенно продольной, вызванной наведенной холодным
пильгерным процессом волнистостью).
Получил дальнейшее развитие метод расчета деформационных параметров станов ХПТР.
Предложено использовать при расчете калибровки рабочей поверхности опорной планки станов
ХПТР сплайн-кривую Безье.
Появляется возможность расчета калибровки рабочей поверхности опорной планки станов ХПТР,
исходя из обжатия по наружному диаметру, и изменение параметров обжатия по толщине стенки не
будет значительно влиять на характер распределения силовых характеристик процесса вдоль конуса
деформации (именно на характер, а не на их величину). Кроме того, есть возможность расчета всех
зон планки по одной зависимости, что позволит упростить процесс ее изготовления на станках с ЧПУ.
Ключевые слова: холодная пильгерная роликовая прокатка, калибровка рабочей планки сплайнкривая Безье, усилие деформации, точность труб.
1. ВВЕДЕНИЕ
Как правило, на валковых станах ХПТР можно
прокатывать трубы с соотношением величины
наружного диаметра и толщины стенки (D/S) не
более 50–60 [1, 2], а различные отрасли
промышленности нуждаются в трубах с D/S = 100–
150 при D до 120 мм. Для прокатки такого
сортамента труб ЦКБММ ЦНИИТМАШ [2–5] были
предложены станы роликовой прокатки. В них
вместо
валков
большого
диаметра
труба
деформируется небольшими роликами. На станах
ХПТР
имеется
возможность
прокатки
особотонкостенных труб с толщиной стенки от 1/100
до 1/500 наружного диаметра. Значительно меньший
диаметр рабочих валков (в данном случае
используются ролики) снижает силу прокатки и, как
производную от этого,– упругую деформацию клети и
роликов. Рабочими инструментами стана ХПТР
являются ролик, цилиндрическая оправка и
калиброванная планка. Одной из важнейших задач
калибровки рабочего инструмента станов ХПТР
является расчет профиля калиброванной рабочей
планки [2–4]. От этого в большинстве случаев
зависит
как
распределение
энергосиловых
параметров вдоль конуса деформации, так и
точность труб.
Цель статьи является анализ и развитие
существующего
метода
расчета
профиля
калиброванной рабочей планки станов холодной
пильгерной
роликовой
прокатки
труб
для
обеспечения
необходимого
распределения
энергосиловых параметров вдоль рабочего конуса.
2. ОСНОВНАЯ ЧАСТЬ
2.1. Анализ исследований
Как говорилось выше, инструментом стана ХПТР
являются ролик, оправка и калиброванная планка
(рис. 1–3). Они изготавливаются из стали 60С2ХФА
или других подобных сталей. Твердость поверхности
после термической обработки должна находиться в
пределах 50–56 НВ.
В станах ХПТР применяется цилиндрическая
оправка (иногда ее делают с малой конусностью)
(рис. 2).
Диаметр
оправки
берут
равным
Journal of Engineering Sciences, Vol. 4, Issue 1 (2017), pp. B 11–B 16.
B 11
B
Исходя из него рассчитывают диаметр цапф (Д2
на рис. 1) и настройки рычажной системы стана. По
упрощенной методике диаметр цапфы можно
рассчитать исходя из зависимости [2]:
Dц  Dк 1,43 .
(3)
где Lкар – длина хода каретки согласно паспорту
стана; L0 – длина верхнего плеча кулисы; L1 – длина
нижнего плеча кулисы.
(2)
Д2
Д3
Д6
12 0 0
Обжатие
заготовки
в
станах
ХПТР
осуществляется благодаря тому, что ролик своими
цапфами катится по поверхности опорной планки,
высота которой меняется подобно развертке гребня
калибра стана ХПТР (рис. 4).
На планке можно различить следующие участки
(см. рис. 3): участок подачи-поворота (Lпп, рис. 3);
участок редуцирования (Lред); участок обжатия (Lобж);
L2

,


δ
(1)

L
Lпл  Lкар  1  0
L1

1
Dк  2 Rдна  0 ,14d тр .
участок калибровки (Lкад); участок обратного конуса
(далее по планке от Хкад).
Общую длину рабочей планки определяют по
формуле [2]:
Д
внутреннему диаметру трубы (или несколько
меньше него). Ролик стана ХПТР (см. рис. 1) имеет
ручей диаметром, равным наружному диаметру
готовой трубы. Ролики разваливают по радиусу на
угол α, реборды роликов скругляются. Согласно
уточненной формуле В. А. Вердеревского [2],
катающий диаметр рассчитывают по формуле
A2
B
A
Рисунок 1 – Ролик стана ХПТР
L5
0.63
0.160
Д1
Д2
L3
L4
L1
Рисунок 2 – Оправка стана ХПТР
а
Хкал Х7 Х6 Х5 Х4 Х3 Х2 Х1 Хред Х
б
У7 У6 У5 У4 У3 У2 У1 Ур
Н
У
А3
Lпп
Lобт
Lпп
Lк
150
Lред
Lпл
Рисунок 3 – Планка стана ХПТР
1
8
B
3
5
4
6
2
Рисунок 4 – Схема, показывающая совместное движение корпуса с планками и сепаратора:
1 – место крепления тяги привода; 2, 3 – кулиса в положении подачи и в конце хода клети;
4 – сепаратор; 5 – корпус в сборе; 6 – ролик; 7 – калиброванная опорная планка
B 12
Investigation of working processes in machines and devices
По полученным расчетным данным строят профиль рабочей поверхности планки. Поверхность калибровочного участка выполняют с «обратным скосом».
yi
Хi
ск.i
Hi
Hн
На данный момент существует следующий метод
расчета калибровки рабочих планок станов ХПТР.
Исходя из исходных данных [2–4]:
– диаметр заготовки и толщина стенки заготовки
(D3, S3);
– диаметр готовой трубы и толщина стенки готовой трубы (DT, ST);
– ход каретки общий (Lкар);
– ход каретки по подаче и повороту (Lкар.ПП);
– максимальное отношение (Дк/Дц)max;
– произведение подачи на вытяжку (mμ) и др.
Далее выполняется расчет приведенных ниже
параметров.
Рабочая длина опорной планки:
Хск.i
L р .пл. 
Lкар
D
1  к
 Dц




 max
.
(4)
Снижение высоты планки по ее длине через конусность опорной поверхности (подошвы):
Длина участка подачи и поворота:
L р .пл 
ск.і .  Х ск.і  z ,
Lкар.ПП
  D
1  1   к
   D
   ц
Рисунок 5 – Схема для расчета калибровки
планки стана ХПТР
  

  
 max  
.
(5)
где z = 1/50 или 1/40 уклона подошвы согласно
конструкции клети стана.
Высота планки в сечении
ск.і .  H H  ск.і .  yi .
Длина калибровочного участка:
Lк  4  5m
Dк
.
Dц
(6)
Бi 


SЗ
,
Sт
(8)
где Sm – толщина стенки в конце зоны редуцирования.
Обжимной участок разбиваем на несколько контрольных сечений (как правило, равных по длине).
Определяем толщину стенки в сечениях:
Si 
Sm
,
x
n i 

t  1 
Lобт 
1 e

1  e n 

(9)
где n = 0,62–0,80.
Снижение высоты планки по ее длине (контур
рабочей поверхности, рис. 5) определяют исходя из
распределения толщины стенки вдоль зоны обжатия
конуса деформации (например, по формуле Шевакина):
yi  Si  Sm ,
где Si - толщина стенки в сечении.
y i E0
 Б0 ,
Xi
(13)
(7)
Суммарный обжим по стенке (вытяжка):
S 
(12)
Высоту подставок для шлифовки рабочей поверхности планки определяют по формуле
Длина обжимного участка:
Lобт  L р .пл.  Lп  L ред  Lк .
(11)
(10)
где Бі – высота подставки; Уі – разница высот начала и конца участка; Е0 – расстояние от оси поворота до планки; X – длина участка на планке; Б – высота нулевой подставки для получения уклона 1:50
(или 1:40) подошвы по всей длине планки.
2.2. Выделение нерешенного
Из анализа основных шагов существующего метода расчета параметров рабочего инструмента станов ХПТР можно сделать вывод, что основные деформационные параметры (такие как распределение
величины обжатия по площади поперечного сечения
трубы вдоль конуса деформации и в мгновенном
очаге деформации) зависят не только от перепадов
наружного диаметра, но и от величины обжатия по
толщине стенки. С изменением последнего параметра часто возникает необходимость пересчета калибровки планки. С использованием при калибровке
сплайн-кривой Безье [4] появляется возможность
расчета параметров, исходя из обжатия по наружному диаметру, и изменение параметров обжатия по
толщине стенки не будет значительно влиять на характер распределения силовых характеристик процесса вдоль конуса деформации (именно на характер, а не на их величину). Кроме того, есть возможность расчета всех зон планки по одной зависимости,
что позволит упростить процесс ее изготовления на
станках с ЧПУ.
Journal of Engineering Sciences, Vol. 4, Issue 1 (2017), pp. B 11–B 16.
B 13
B
2.3. Основной материал
Расчет параметров процесса холодной пильгерной роликовой прокатки труб с использованием кривых Безье включает следующие шаги:
Расчет относительной координаты сечения (расстояние между сечениями равно константе):
Bk i 
1
,
ni
(14)
где ni – номер сечения.
Абсолютный перепад по радиусу вдоль рабочей
зоны планки
Ri  RЗ  Rтр ,
(15)
где Rз – радиус заготовки; Rтр – радиус готовой
трубы.
Расчет абсолютного перепада высоты планки в
контрольных сечениях по одной из формул:
yi 
Ri ( 1  a )( 1  Bk i )2  2Ri a( 1  Bk i )Bk i  ( Ri  u )( 1  a )( Bk i ) 2
, (16)
( 1  a )( 1  Bk i ) 2  2a( 1  Bk i )Bk i  ( 1  a )( Bk i ) 2
где a = 0,40–0,75, и = 0,05–0,15 – управляющие
коэффициенты, или
yi 
Ri a0 ( 1  Bk i )2  2Ri a1 ( 1  Bk i )Kxn  ( Ri  u )2 a2 ( Bk i )2
, (17)
a0 ( 1  Bk i )2  2a( 1  Bk i )Bk i n  a2 ( Bk i )2
где a0, a1, a2 – управляющие коэффициенты.
Расчет радиуса рабочего конуса в контрольных
сечениях
Rk i  Rтр  yi  0 ,5i .
(18)
зоны обжатия:
Si  Rki  Rопр ,
где Rопр – радиус оправки.
На рисунке 6 показана нормаль для изготовления рабочей планки стана ХПТР 8-15 (сплав G-2,
маршрут 15×2,4 – 12×1,5 мм), рассчитанная с использованием кривых Безье.
Исходя из полученных параметров деформационного инструмента, по известным методикам [2]
были рассчитаны силовые параметры процесса деформации трубы из сплава Gr 2. Как видно из графика (рис. 7) (на графике сечение 1 – конец зоны
обжатия, 7 – начало), сила прокатки вдоль прямого
движения клети уменьшается на обеих кривых, но
уменьшение в случае расчета параметров обжатия
по развитому методу более интенсивно.
Сравнение графиков распределения осевой силы
(рис. 8) показывает, что в случае расчета параметров
рабочей планки по стандартному методу величина
осевой силы больше, чем в случае расчета параметров рабочей планки по развитому методу, различаются и характеры её распределения. В первом случае осевая сила непрерывно падает, во втором – сначала растет, затем наблюдается интенсивное её падение.
Сравнение форм рабочих поверхностей рабочих
планок показывает, что в случае расчета параметров
рабочей планки по развитому методу наблюдаются
более интенсивные относительные перепады высот
планки в начальных сечениях в отличие от планки,
рассчитанной по стандартному методу. В конце зоны
деформации величина перепадов меньше, что способствует получению труб с меньшей разностенностью [1–2] (особенно продольной, вызванной волнистостью, наведенной холодным пильгерным процессом).
где Δі – упругая деформация клети в сечении.
Расчет толщины стенки в контрольных сечениях
B
Рисунок 6 – Нормаль для изготовления рабочей планки стана ХПТР 8-15
(сплав Gr-2, маршрут 15×2,4 – 12×1,5 мм)
B 14
(19)
Investigation of working processes in machines and devices
8,00
7,00
6,00
5,00
4,00
3,00
1
2
3
4
5
Сечения зоны обжатия стенки
Стандарт
6
7
Осевое усилие прокатки при прямом
ходе, кН
Сила прокатки при прямом ходе, кН
9,00
0,90
0,85
0,80
0,75
0,70
0,65
0,60
0,55
1
Безье
Рисунок 7 – Сравнительный график силы прокатки
при прокатке трубы в стане ХПТР 8–15 (сплав Gr 2,
маршрут 15×2,4 – 12×1,5 мм) с использованием рабочих
планок, рассчитанных по стандартному и развитому
методам (сечения против прямого движения клети)
3. ВЫВОДЫ
При использовании для расчетов калибровок
опорных планок сплайн-кривой Безье появляется
возможность расчета параметров, исходя из обжатия
по наружному диаметру, изменение параметров обжатия по толщине стенки не будет значительно влиять на характер распределения силовых характери-
2
3
4
5
Сечения зоны обжатия стенки
Стандарт
Безье
6
7
Рисунок 8 – Сравнительный график осевой силы
при прокатке трубы в стане ХПТР 8–15 (сплав
Gr 2, маршрут 15×2,4 – 12×1,5 мм) с применением
рабочих планок, рассчитанных по стандартному и
развитому методам (сечения против прямого
движения клети)
стик вдоль конуса деформации (именно на характер,
а не на их величину). Возможность расчета всех зон
планки по одной зависимости позволяет упростить
процесс ее изготовления на станках с ЧПУ. Сравнение графиков распределения силовых параметров
процесса ХПТР вдоль конуса деформации доказывает преимущество предложенного метода.
Analysis and development of the method for calculating calibration
of the working plank in the cold tube roller rolling mills
S. V. Pilipenko1), V. U. Grigorenko1)
1) National
Metallurgical Academy of Ukraine, 4 Gagarin Av., 49600, Dnipro, Ukraine
Analysis and development of the existing method of calculation of the calibrated profile of the working
strips mills CTRR roller cold rolling pipe to ensure the required distribution of energy-power parameters
along the cone.
In presented paper, which has for aim the development of existing method for calculating the profile of
calibrated working plank in the cold tube roller rolling mills, the analysis had been made and it was proposed to use Besier-lines while building the the profile of the plank working surface. It was established
that the use of Besier spline-curve for calculating the calibration of supporting planks creates the possibility to calculate the parameters proceeding from reduction over the external diameter. The proposed method for calculating deformation parameters in CTRR mills is the result of development of existing method
and as such shows the scientific novelty. Comparison of the plots for distribution of the force parameters of
the CTRR process along the cone of deformation presents as evidence the advantage of the method to be
proposed. The decrease of reduction value at the end of deformation zone favors the manufacture of tubes
with lesser wall thickness deviation (especially longitudinal one, caused with waviness induced by the cold
pilgering process).
Joined the further development of the method of calculating the deformation parameters CTRR. It is
proposed for the calculation of the calibration work surface support bracket mills CTRR to use a spline
Bezier.
The practical significance of the proposed method consists in the fact that calculation of all zones of the
plank by means of one dependence allows simplifying the process of manufacturing the latter in machines
with programmed numerical control. In this case the change of reduction parameters over the thickness of
the wall will not exert the considerable influence on the character of the force parameters (the character
and not the value) distribution along the cone of deformation.
B
Keywords: cold pilgering roller rolling, calibration (sizing) of the working plank, Besier spline-curve, deformation force, precision of tubes.
Journal of Engineering Sciences, Vol. 4, Issue 1 (2017), pp. B 11–B 16.
B 15
Аналіз і розвиток методу розрахунку калібрування робочої планки станів ХПТР
С. В. Пилипенко1), В. У. Григоренко1)
1) Національна
металургійна академія, просп. Гагаріна, 4, 49600, м. Дніпро, Україна
Аналіз та розвиток існуючого методу розрахунку профілю каліброваної робочої планки станів
холодного пільгерного роликового прокатування труб із метою забезпечення необхідного розподілу
енергосилових параметрів уздовж робочого конуса.
Запропоновано під час побудови форми робочої поверхні планки використовувати лінії Безьє При
використанні для розрахунків калібрувань опорних планок сплайн-кривої Безьє виникає можливість
розрахунку параметрів, виходячи з обтиску по зовнішньому діаметру, зміна параметрів обтиску по товщині стінки не буде значно впливати на характер розподілу силових характеристик уздовж конуса
деформації. Можливість розрахунку всіх зон планки за однією залежністю дозволяє спростити процес
її виготовлення на верстатах із ЧПК. Порівняння графіків розподілу силових параметрів процесу
ХПТР уздовж конуса деформації доводить перевагу запропонованого методу. Зменшення величини
обтиску наприкінці зони деформації сприяє одержанню труб з меншою різностінністю (особливо поздовжньою, викликаною наведеною холодним пільгерним процесом хвилястістю).
Набув подальшого розвитку метод розрахунку деформаційних параметрів станів ХПТР. Запропоновано при розрахунку калібрування робочої поверхні опорної планки станів ХПТР використовувати
сплайн-криву Безьє.
З’являється можливість розрахунку калібрування робочої поверхні опорної планки станів ХПТР,
виходячи з обтиску по зовнішньому диаметру, і зміна параметрів обтиску по товщині стінки не буде
значно влливати на характер розподілу силових характеристик процесу вздовж конуса деформації
(саме на характер, а не на їх величину). Крім того, є можливість розрахунку усіх зон планки за однією
залежністю, що дозволить спростити процес її виготовлення на верстатах із ЧПК.
Ключові слова: холодне пільгерне роликове прокатування, калібрування робочої планки, сплайнкрива Безьє, зусилля деформації, точність труб.
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННЫХ ИСТОЧНИКОВ
1. Шевакин Ю. Ф. Калибровка и усилия при холодной
прокатке труб / Ю. Ф. Шевакин. – Москва : Металлургиздат, 1963. – 269 с.
2. Вердеревский В. А. Роликовые станы холодной прокатки труб / В. А. Вердеревский. – Москва : Металлургия,
1992. – 236 с.
3. Пилипенко С. В. Метод расчета параметров настройки
рычажной системы станов ХПТР / С. В. Пилипенко,
И. В. Маркевич // Сталь. – 2015. – № 12. – С. 42–44.
4. Пилипенко С. В. Развитие метода расчета параметров
процесса холодной прокатки труб на станах ХПТ и ХПТР с
использованием линий Безье при разработке продольного
профиля рабочего конуса деформации / С. В. Пилипенко,
В. У. Григоренко // Системні технології. – 2011. – № 4 (75). –
С. 35–40.
REFERENCES
1. Shevakin Yu. F. (1963). Kalibrovka i usiliya pri kholodnoj
prokatke trub. Moscow, Metallurgizdat [in Russian].
2. Verderevskij V. A. (1992). Rolikovyye stany kholodnoj
prokatki trub. Moscow, Metallurguiya [in Russian].
3. Pilipenko S. V., Markevich I. V. (2015). Metod rascheta
parametrov nastroyki rychazhnoj sistemy stanov KHPTR.
Stal, 42–44 [in Russian].
4. Pilipenko S. V., Grigorenko V. U. (2011). Razvitiye metoda
rascheta parametrov protzessa kholodnoj prokatki trub na
stanakh KHPT i KHPTR s ispolzovaniyem linij Beziye pri
razrabotke prodolnogo profilya rabochego konusa deformatzii.
Systemni tekhnologii, 4 (75), 35–40 [in Russian].
B
B 16
Investigation of working processes in machines and devices
JOURNAL OF ENGINEERING SCIENCES
ЖУРНАЛ ІНЖЕНЕРНИХ НАУК
ЖУРНАЛ ИНЖЕНЕРНЫХ НАУК
Web site: http://jes.sumdu.edu.ua
Volume 4, Issue 1 (2017)
УДК 004.9:[534.1+621.515.1]
Исследование критических частот ротора центробежного
компрессора с учѐтом жѐсткости опор и уплотнений
И. В. Павленко1), В. И. Симоновский1), Я. Питель2), А. Е. Вербовой1), М. Н. Демьяненко1)
1) Сумский
государственный университет, ул. Римского-Корсакова, 2, 40007, Сумы, Украина;
университет г. Кошице, ул. Баерова, 1, 08001, Прешов, Словакия
2) Технический
Article info:
Paper received:
The final version of the paper received:
Paper accepted online:
Correspondent Author’s Address:
April 14, 2017
May 11, 2017
May 15, 2017
i.pavlenko@omdm.sumdu.edu.ua
В работе рассмотрена реализация математической модели свободных колебаний роторов центробежных машин с применением компьютерной программы “Critical frequencies of the rotor”. Преимуществом программы является возможность учѐта любой наперѐд заданной аналитической зависимости жѐсткости опор и уплотнений от частоты вращения ротора. В результате численного расчѐта на
примере ротора многоступенчатого центробежного компрессора 295ГЦ2-190/44-100М определены собственные и критические частоты ротора и соответствующие им формы колебаний. Достоверность
предложенной математической модели подтверждена теоремой о взаимном расположении спектров
собственных и критических частот, а также путѐм сравнения результатов динамического расчѐта в
программе “Critical frequencies of the rotor” с результатами численного моделирования в ANSYS с
применением конечноэлементной 3D-модели и построением диаграммы Кемпбелла.
Ключевые слова: метод конечных элементов, матрица жѐсткости, матрица инерции, свободные колебания, собственная частота, диаграмма Кемпбелла.
1. ВВЕДЕНИЕ
С ростом рабочих параметров многоступенчатых
центробежных машин проблемы, связанные с их
вибрационной надѐжностью, становятся более значительными. В связи с этим актуальной является
задача исследования динамики роторных систем, в
том числе определения критических частот, а также
форм свободных и вынужденных колебаний.
На современном этапе развития компьютерных
технологий задача определения собственных частот
роторных систем на основе линейных математических моделей хорошо изучена в работах [1, 2]. Учѐт
скорости вращения ротора на жесткость подшипниковых опор может быть численно смоделирован с
использованием ANSYS, как это было реализовано в
работе [3]. В работах [4, 5] рассмотрены методы, позволяющие учитывать гироскопические моменты
инерции насадных деталей. Влияние деформируемого корпуса на динамику ротора исследуется в работе [6].
Вышеописанные подходы связаны с применением линейных математических моделей динамики
ротора, а также не учитывают наперѐд заданную
зависимость жѐсткости подшипниковых опор от частоты вращения ротора, полученную по экспериментальным данным.
В современных методах расчѐта динамики роторных систем [7], основанных на использовании компьютерных программ, реализующих метод конечных
элементов, как правило, используются балочные ко-
нечные элементы с учѐтом допущения о недеформируемых плоских поперечных сечениях либо трѐхмерные модели. Применение трѐхмерных моделей, в
частности, в программном комплексе ANSYS, требует сравнительно большого машинного времени. При
этом использование балочных моделей является нетрудоемким для подготовки исходных данных и не
требуют большого машинного времени. Кроме того,
применение ANSYS для определения критических
частот ротора неизбежно связано с графическим построением диаграммы Кемпбелла.
Целью данной работы является подтверждение
достоверности математической модели свободных
колебаний роторных систем, реализуемой при помощи компьютерной программы “Critical frequencies of
the rotor”, путѐм сравнения результатов расчѐта с
данными численного моделирования в ANSYS.
2. ОСНОВНАЯ ЧАСТЬ
2.1 Описание математической модели и
компьютерной программы еѐ реализации
Предложенная математическая модель свободных колебаний ротора основана на применении двумерных балочных 2-узловых конечных элементов с
четырьмя степенями свободы (поперечные перемещения в узлах и углы поворота), локальные матрицы жѐсткости [Ce] и инерции [Me] которых изначально содержат параметры c0, α, β зависимости жѐсткости опор и уплотнений от частоты вращения ω.
Journal of Engineering Sciences, Vol. 4, Issue 1 (2017), pp. C 1–C 6.
C1
C
6 EI
12EI
6 EI 
12EI
2
 3
 l 3  c0     
l2
l
l2 

6 EI
4 EI
6 EI
2 EI 


 2
l2
l
l
l ,
Ce   
12EI
6 EI 12EI
6 EI 

 3
 2
 2 

l
l
l3
l

6 EI
2 EI
6 EI
4 EI 
 2


2
l
l
l
l 

11
9
13
 13

ml
m

ml
 35 m
210
70
420 


2
2
13
1
 11 ml   34ml  md  I 
ml 
ml 2 
g

,
16
140
 105
 420
M e    210

9
13
13
11

m
ml
m

ml 
420
35
210 
 70
1
11
1
 13


ml

ml 2

ml
ml 2 
140
210
105
 420

где Ce ij , M e ij
k
(1)
n
n
k 1
k 1
– элементы (i, j) локальных мат-
риц (1) для k-го конечного элемента; n – количество
конечных элементов.
Задача определения собственных и критических
частот изгибных колебаний ротора, которая сводится
к нахождению собственных значений матрицы
D  C   M ,
2
Дополнительные
параметры
формулы
(1):
EI – изгибная жѐсткость; m, l, d – масса, длина и диаметр поперечного сечения конечного элемента;
J – гироскопический момент насадной детали.
Преимуществом такого подхода является возможность определения критических частот ротора
для имеющихся экспериментальных точек зависимости «жѐсткость – частота вращения» без предварительного построения диаграммы Кемпбелла.
Глобальные матрицы жѐсткости [C] и инерции
[M] конечноэлементной модели ротора формируются
путѐм суммирования соответствующих локальных
матриц по общим узлам [8]:
С ij   Ce ijk , M ij   M e ijk .
k
(3)
реализуется с применением компьютерной программы “Critical frequencies of the rotor” [9]. Преимуществами программы являются учѐт зависимости коэффициентов жѐсткости опор и уплотнений от частоты
вращения ротора и гироскопических моментов насадных деталей, а также отсутствие необходимости
дополнительного построения диаграммы Кемпбелла.
Исходными данными для расчѐта являются физические свойства материала вала (плотность
ρ = 7850 кг/м3 и модуль упругости 1-го рода
Е = 2,1·1011 Н/м2), длины L, наружные D и внутренние d диаметры участков, массы m и гироскопические моменты инерции J насадных деталей, а также
жѐсткости c подшипниковых опор. На рис.1 приведен
фрагмент таблицы исходных данных для расчѐта
собственных частот и форм ротора компрессора
295ГЦ2-190/44-100М. Общее количество участков –
52.
(2)
Рисунок 1 – Фрагмент таблицы исходных данных для расчѐта собственных
и критических частот ротора компрессора 295ГЦ2-190/44-100М
C
После ввода исходных данных программа формирует локальные матрицы жѐсткости и инерции конечных элементов (1). Глобальные матрицы жѐсткости [K] и инерции [M] формируются из локальных
путем «сшивания» последних по соответствующим
узлам согласно формуле (2).
Задача об определении собственных и критических частот изгибных колебаний роторов и валопроводов турбомашин сводится к отысканию собственных значений i глобальной матрицы (3) путѐм
численного решения нелинейного относительно ω
частотного уравнения det[D] = 0. Формы колебаний
определяются с точностью до постоянного множителя
путѐм решения системы (n – 1) линейных алгебраи-
C2
Dynamics and Strength. Hermomechanics
ческих уравнений относительно n амплитуд свободных колебаний.
Особенностью программы является возможность
учѐта аналитической зависимости жесткостей опор и
уплотнений от частоты вращения ротора по любому
предложенному закону. Таким образом, программа
позволяет рассчитывать не только собственные частоты, определяющиеся при постоянных жесткостях,
но и критические частоты вращения [10].
2.2 Пример расчѐта собственных частот и
форм колебаний ротора центробежного компрессора
Рассмотрим результаты расчѐта динамики ротора
центробежного компрессора 295ГЦ2-190/44-100М на
магнитном подвесе мощностью 16,85 МВт, работающего в диапазоне частот вращения от 3710 до
5565 об/мин (рис. 2). При расчѐте собственных частот
была принята жѐсткость опоры Cр = 0,705· 108 Н/м,
соответствующая рабочей частоте вращения ротора
544 рад/с.
а
б
Рисунок 2 – Фронтальный разрез многоступенчатого
центробежного компрессора 295ГЦ2-190/44-100М (а) и фото его ротора (б)
Расчѐт критических частот произведен для квадратичной зависимости жѐсткости подшипника от
частоты вращения ротора (рис. 3):
C(Ω) = C0 + α·Ω + β·Ω2,
(1)
где по данным ПАО «Сумское научнопроизводственное объединение», жѐсткость при отсутствии вращении C0 = 2,45· 107 Н/м, а коэффициенты α, β найдены методами идентификации (линейного оценивания) [10, 12]: α = –2,9· 104 Н· с/м,
β = 208,635 Н· с2/м.
Рисунок 4 – Расчѐтная схема балочной
конечноэлементной модели ротора
Результаты расчѐта собственных и критических
частот ротора сведены в табл. 1, а соответствующие
формы колебаний показаны на рисунке 5.
Таблица 1 – Значения собственных и критических
частот, рад/с
Номер частоты
Частота
1
2
3
4
Собственная
159
379
525
732
Критическая
118
257
512
744
C
а
Рисунок 3 – Зависимость жѐсткости подшипников компрессора 295ГЦ2-190/44-100М от частоты вращения ротора
Таблица исходных данных для расчѐта собственных частот отличается значением жѐсткости подшипниковых опор (в столбцах 7–8 все значения нулевые, в столбце 6 Cр = 0,705· 108 Н/м).
На рисунке 4 приведена формируемая программой расчѐтная схема ротора.
б
Рисунок 5 – Формы собственных колебаний ротора
в результате расчѐта собственных (а)
и критических (б) частот
Journal of Engineering Sciences, Vol. 4, Issue 1 (2014), pp. C 1–C 6.
C3
Как видно из табл. 1, данные расчѐта согласуются
с теоремой о взаимном расположении спектров собственных и критических частот [11, 13]. Так, критические частоты, меньше, чем рабочая частота (в данном случае 544 рад/с), меньше соответствующих собственных частот; критические частоты, превышающие рабочую частоту, превышают соответствующие
собственные частоты.
2.3 Расчѐт собственных и критических частот с помощью ANSYS
Для расчѐта собственных и критических частот
ротора в программном комплексе ANSYS на основе
таблицы
исходных
данных
(рис. 1)
создана
3D-модель, приведенная на рис. 6. Также задавались
значения и положения точечных масс и жѐсткости
подшипниковых опор.
Рисунок 6 – Конечноэлементная 3D-модель ротора
Первые четыре формы свободных колебаний ротора представлены на рис. 7.
а
б
в
г
Рисунок 7 – Формы собственных колебаний ротора: 1-я (а), 2-я (б), 3-я (в) и 4-я (г)
C
Критические частоты определялись с использованием диаграммы Кемпбелла по следующему алгоритму:
1) по формуле (1) вычислялись жѐсткости подшипников для разных значений частот Ω (табл. 2);
2) при помощи ANSYS были найдены собственные частоты ω для разных значений жѐсткостей опор
(табл. 2);
3) в координатной плоскости Ω – ω путѐм интерполяции полученных точек были построены кривые
зависимостей собственных частот от частоты вращения ротора (рис. 8);
4) критические частоты определялись как ординаты точек пересечения интерполированных кривых
с биссектрисой ω(Ω) = Ω на диаграмме Ω – ω (рис. 8).
C4
Dynamics and Strength. Hermomechanics
Таблица 2 – Зависимость собственных частот ротора
и жѐсткости подшипниковых опор от частоты
Частота
вращения
Ω, рад/с
0
100
200
300
400
500
544
600
700
800
Жѐсткость
опор
с· 107 Н/м
2,45
2,37
2,70
3,46
4,63
6,22
7,05
8,22
10,60
13,50
Собственная частота ω,
рад/с
1-я
2-я
3-я
4-я
118,4 222,8 399,9 675,1
117,0 219,3 398,2 674,9
122,5 233,6 405,3 675,4
132,9 263,2 421,5 676,8
144,5 302,4 445,6 678,9
155,3 347,3 476,1 682,4
159,3 367,8 489,9 683,1
164,2 394,5 510,8 687,9
171,3 441,5 546,3 696,4
176,9 488,9 581,5 710,4
Рисунок 8 – Диаграмма Кемпбелла
Полученные с применением ANSYS значения
собственных и критических частот, приведенные в
табл. 3, также согласуются с теоремой о взаимном
расположении спектров собственных и критических
частот.
Таблица 3 – Значения собственных и критических
частот ротора, рад/с
Номер частоты
Частота
1
2
3
4
Собственная
159
368
490
683
Критическая
118
246
466
696
3. ВЫВОДЫ
В работе разработана математическая модель
для расчѐта динамики ротора, основанная на рассмотрении балочных конечных элементов. Разрабо-
тана соответствующая программа “Critical frequencies of the rotor” для определения собственных и критических частот ротора, обеспечивающая возможность учѐта зависимости коэффициентов жѐсткости
опор и уплотнений от частоты вращения ротора, а
также гироскопических моментов насадных деталей.
Проведена верификация предложенной математической модели свободных колебаний роторных
систем на примере многоступенчатого центробежного компрессора 295ГЦ2-190/44-100М. Значения собственных и критических частот (табл. 3, 4) и форм
колебаний (рис. 5 а, 7), полученные с применением
компьютерных программ ANSYS и “Critical
frequencies of the rotor”, совпадают для первой критической частоты. Отличие результатов расчѐтов на
4 %, 9 % и 7 % для 2-й, 3-й и 4-й критических частот
соответственно объясняется отличием применяемой
двухмерной балочной модели в программе “Critical
frequencies of the rotor” от трѐхмерной модели в
ANSYS, а также фактором дополнительного «ужесточения» ротора насадными деталями при расчѐте в
ANSYS. Таким образом, полученные результаты
подтверждают достоверность предложенной математической модели и обеспечение разработанной программой [9] результатов расчѐта с достаточной для
практических целей точностью при хорошем согласовании с существующими трѐхмерными моделями.
При этом программа “Critical frequencies of the
rotor” имеет преимущество по сравнению с процедурой построения диаграммы Кемпбелла в ANSYS,
заключающееся в автоматическом расчѐте критических частот с учѐтом любой наперѐд заданной аналитической зависимости жесткостей подшипниковых
опор от частоты вращения ротора.
Investigation of critical frequencies of the centrifugal compressor rotor
with taking into account stiffness of bearings and seals
I. V. Pavlenko1), V. I. Simonovsky1), J. Pitel’2), A. E. Verbovyi1), M. M. Demianenko1)
1) Sumy
State University, 2 Rymskogo-Korsakova St., 40007, Sumy, Ukraine;
University of Košice, 1 Bayerova St., 08001, Prešov, Slovakia
2) Technical
In this paper the implementation of the mathematical model for rotor free oscillations of centrifugal
machines is considered with the use of the computer program “Critical frequencies of the rotor”. The advantage of the program is the possibility of taking into account any advance given analytic dependence of
support and seal stiffness on the rotor speed. As a result of numerical calculation on the example of the
multistage centrifugal compressor
295GTS2-190/44-100M eigenfrequencies, critical frequencies and corresponding mode shapes are defined. The credibility of the proposed mathematical model is confirmed by theorem of the mutual position
for spectrum of eigenfrequencies and correspondent critical frequencies, as well as by comparing the results of dynamic calculation in the program “Critical frequencies of the rotor” with the results of numerical
simulation in ANSYS using the 3D finite element model and drawing the Campbell diagram.
C
Keywords: finite element method, stiffness matrix, matrix of inertia, free oscillations, eigenfrequency,
Campbell diagram.
Journal of Engineering Sciences, Vol. 4, Issue 1 (2014), pp. C 1–C 6.
C5
Дослідження критичних частот ротора відцентрового компресора
з урахуванням жорсткості опор і ущільнень
І. В. Павленко1), В. І. Симоновський1), Я. Пітель2), А. Є. Вербовий1), М. М. Дем’яненко1)
1) Сумський
2) Технічний
державний університет, вул. Римського-Корсакова, 2, 40007, Суми, Україна;
університет м. Кошице, вул. Баєрова, 1, 08001, Прешов, Словаччина
У статті розглянута реалізація математичної моделі вільних коливань роторів відцентрових машин із застосуванням комп’ютерної програми “Critical frequencies of the rotor”. Перевагою програми є
можливість урахування будь-якої наперед заданої аналітичної залежності жорсткості опор і ущільнень від частоти обертання ротора. У результаті чисельного розрахунку на прикладі ротора багатоступінчастого відцентрового компресора 295ГЦ2-190/44-100М визначені власні й критичні частоти ротора та відповідні форми коливань. Достовірність запропонованої математичної моделі підтверджена
теоремою про взаємне розміщення спектрів власних і критичних частот, а також шляхом порівняння
результатів динамічного розрахунку у програмі “Critical frequencies of the rotor” із результатами чисельного моделювання в ANSYS із застосуванням скінченноелементної 3D-моделі та побудовою діаграми Кемпбела.
Ключові слова: метод скінченних елементів, матриця жорсткості, матриця інерції, вільні коливання,
власна частота, діаграма Кемпбелла.
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННЫХ ИСТОЧНИКОВ
1. Vollan, A., Komzsik, L. (2012). Computational techniques
of rotor dynamics with the finite element method. CRC Press,
Taylor & Francis Group.
2. Yamamoto, T., Ishida, Y. (2013). Linear and nonlinear
rotordynamics: A modern treatment with applications. John
Wiley & Sons Inc.
3. Jin, C., Xu, Y., Zhou, J. et al. (2016). Active magnetic bearings stiffness and damping identification from frequency characteristics of control systems. Hindawi Publishing
Corporation, 1–8. DOI: 10.1155/2016/106756.
4. Wang, T., Wang, F., Bai, H. et al. (2008). Stiffness and
critical speed calculation of magnetic bearing-rotor system
based on FEA. Electrical machines and systems ICEMS 2008.
5. Yoon, S. Y. et al. (2013). Control of surge in centrifugal
compressors by active magnetic bearings, advances in industrial control. Springer-Verlag.
6. Villa, C., Sinou, J.-J., Thouverez, F. (2008). Stability and
vibration analysis of a complex flexible rotor bearing system.
Communications in Nonlinear Science and Numerical Simulation, 13 (4), 804–821.
7. Vance, J., Zeidan, F., Murphy, B. (2010). Machinery vibration and rotordynamics. John Wiley & Sons Inc.
8. Комп’ютерна програма “Critical frequencies of the rotor” :
авторське свідоцтво № 59855, Україна / І. В. Павленко,
В. І. Симоновський. – Дата реєстрації 27.05.2015 р.
9. Павленко І. В. Метод скінченних елементів в задачах
коливань механічних систем : навч. посіб. / І. В. Павленко.–
Суми : Сумський державний університет, 2007. – 179 с.
10. Симоновский В. И. Устойчивость и нелинейные колебания роторов центробежных машин / В. И. Симоновский. –
Харьков : Высшая школа, 1986. – 128 с.
11. Симоновський В. І. Уточнення математичних моделей
коливальних систем за експериментальними даними : монографія / В. І. Симоновський. – Суми : Сумський державний університет, 2010. – 91 с.
12. Оцінювання коефіцієнтів жорсткості сегментних підшипників при балансуванні гнучких роторів турбокомпресорів на розгінно-балансувальному стенді / В. Г. Гадяка,
В. І. Симоновський // Вісник Сумського національного аграрного університету. Серія «Механізація та автоматизація
виробничих процесів». – Суми : Сумський національний
аграрний університет, 2005. – № 11 (14). – С. 145–150.
13. Симоновский В. И. Оценивание коэффициентов математических моделей колебательных систем : учеб. пособ. /
В. И. Симоновский. – Saarbruecken : LAP LAMBERT
Academic Publishing, 2015. – 100 с.
REFERENCES
C
1. Vollan, A., Komzsik, L. (2012). Computational techniques
of rotor dynamics with the finite element method. CRC Press,
Taylor & Francis Group.
2. Yamamoto, T., Ishida, Y. (2013). Linear and nonlinear
rotordynamics: A modern treatment with applications. John
Wiley & Sons Inc.
3. Jin, C., Xu, Y., Zhou, J. et al. (2016). Active magnetic bearings stiffness and damping identification from frequency characteristics of control systems. Hindawi Publishing
Corporation, 1–8. DOI: 10.1155/2016/106756.
4. Wang, T., Wang, F., Bai, H. et al. (2008). Stiffness and
critical speed calculation of magnetic bearing-rotor system
based on FEA. Electrical machines and systems ICEMS 2008.
5. Yoon, S. Y. et al. (2013). Control of surge in centrifugal
compressors by active magnetic bearings, advances in industrial control. Springer-Verlag.
6. Villa, C., Sinou, J.-J., Thouverez, F. (2008). Stability and
vibration analysis of a complex flexible rotor bearing system.
Communications in Nonlinear Science and Numerical
Simulation, 13 (4), 804–821.
7. Vance, J., Zeidan, F., Murphy, B. (2010). Machinery vibration and rotordynamics. John Wiley & Sons Inc.
8. Pavlenko, I. V. (2007). Metod skinchennykh elementiv v
zadachakh kolyvan’ mekhanichnykh system [Finite element
method for the problems of mechanical systems oscillations].
Sumy, Sumy State University [in Ukrainian].
C6
Dynamics and Strength. Hermomechanics
9. Pavlenko, I. V., Symonovskiy, V. I. (2015). Kompyuterna
programa “Critical frequencies of the rotor” [Computer program “Critical frequencies of the rotor”]. Certificate of
Authorship, Ukraine, 59855 [in Ukrainian].
10. Simonovskiy, V. I. (1986). Ustoychivost’ i nelineyniye kolebaniya rotorov tsentrobezhnykh mashyn [Stability and nonlinear oscillations of the centrifugal machines rotors]. Kharkiv, Vyshcha shkola [in Russian].
11. Simonovskiy, V. I. (2010). Utochnennya matematychnykh
modeley kolyval’nykh system za eksperymental’nymy danymy
[Refinement of the mathematical models for oscillatory systems by experimental data]. Monograph. Sumy, Sumy State
University [in Ukrainian].
12. Gadyaka, V. G., Simonovskiy, V. I. (2005). Otsinyuvannya
koefitsiyentiv zhorstkosti sehmentnykh pidshypnykiv pry
balansuvanni hnuchkykh rotoriv turbokompresoriv na
rozginno-balansuval’nomu stendi [Evaluation of segment
bearing stiffness while balancing flexible rotors for
turbocharge units in the accelerating-balancing stand]. Bulletin of Sumy National Agrarian University, Series “Mechanization and automation of industrial processes”, 11 (14), 145–150
[in Ukrainian].
13. Simonovskiy, V. I. (2015). Otsenivaniye koeffitsiyentov
matematicheskikh modeley kolebatel’nykh sistem [Evaluation
of coefficients for mathematical models of the oscillatory systems]. Saarbruecken : LAP LAMBERT [in Russian].
JOURNAL OF ENGINEERING SCIENCES
ЖУРНАЛ ІНЖЕНЕРНИХ НАУК
ЖУРНАЛ ИНЖЕНЕРНЫХ НАУК
Web site: http://jes.sumdu.edu.ua/
Volume 4, Issue 1 (2017)
УДК 534.1:62-251:621.671
Вплив багатошпаринних ущільнень на динаміку ротора
В. А. Марцинковський1), О. О. Позовний1)
1)
Сумський державний університет, вул. Римського-Корсакова, 2, 40007, м. Суми, Україна
Article info:
Paper received:
The final version of the paper received:
Paper accepted online:
Correspondent Author’s Address:
March 14, 2017
May 25, 2017
May 29, 2017
1)
aleksandrpozovnyi@gmail.com
Актуальність дослідження багатошпаринних ущільнень має практичне значення для підвищення
вібронадійності відцентрових насосів. У роботі розглядається модель однодискового ротора з
ущільненнями. Визначаються змушені радіальні коливання ротора з урахуванням лінеаризованих
інерційних, демпфірувальних, гіроскопічних, позиційних і циркуляційних сил, що діють на робоче
колесо з боку потоку рідини в ущільненнях. Теоретичний аналіз доповнений числовим прикладом,
наведені амплітудні і фазові частотні характеристики.
Ключові слова: ущільнення, ротор, відцентровий насос, частотні характеристики.
1. ВСТУП
Технічний рівень сучасних відцентрових машин
та високі параметри багато в чому оцінюються їх
вібраційним станом, про що свідчить непереривне
збільшення норм жорсткості на рівні вібрацій [3].
Саме тому аналіз динаміки та визначення засобів
зниження віброактивності – один із основних
напрямків досліджень для підвищення якості роботи
агрегата. Як відомо, основним джерелом вібрацій
відцентрових машин є неврівноважений ротор, тому
для аналізу та прогнозування їх вібраційного стану
необхідні насамперед розрахунки динаміки роторів
[2, 4]. Налаштування ротора на стадії проектування
від резонансних режимів потребує розрахунку його
власних та критичних частот. Особливість і
складність цих розрахунків обумовлена тим, що
коливання роторів значною мірою визначаються
пружно-демпферними
та
інерційними
властивостями рідини, яка протікає через дроселювальні зазори між роторними та статорними
елементами через шпаринні ущільнення з великими
перепадами тиску [5].
Динамічні характеристики роторів (критичні
швидкості, амплітуди змушених коливань, межі
динамічної стійкості) великою мірою залежить від
ущільнень, тому дослідження гідродинамічних сил в
ущільненнях потрібне для розрахунку критичних
швидкостей, оцінювання динамічного напруження і
розроблення
ефективних
способів
стабілізації
роторів. Основне призначення ущільнень
–
обмежити протікання через зазор між ротором і
статором, а це завдання само по собі пов’язане з
принциповими труднощами, особливо за великих
тисків і частот обертання.
У сфері дослідження нелінійної динаміки
роторних систем істотний внесок зробили М. Адамс,
Є. Г. Голоскоков, В. А. Гробов, А. І. Гурін,
Ф. М. Діментберг,
І. Б. Карінцев,
М. Я. Кущуль,
А. А. Ломакін, Е. Л. Позняк, В. І. Симоновський.
Метою цієї статті є підвищення вібронадійності
відцентрового насоса.
2. ОСНОВНА ЧАСТИНА
2.1. Постановлення завдання
У відцентрових насосах для зменшення об'ємних
втрат застосовують багатошпаринні ущільнення
(рис. 1).
Однак із досвіду експлуатації високооборотних
насосів відомо, що в деяких випадках такі
ущільнення спричинюють підвищену вібрацію
ротора. Уперше теоретичне обґрунтування цього
явища було подано у працях Ф. С. Бедчер і
А. А. Ломакіна [1], де показано, що радіальна
гідростатична сила в багатошпаринних ущільненнях
може
бути
спрямована
в
бік
збільшення
ексцентриситету ротора.
C
Рисунок 1 – Тришпаринне ущільнення
робочого колеса відцентрового насоса
Journal of Engineering Sciences, Vol. 4, Issue 1 (2017), pp. C 7–C 12.
C7
Оскільки багатошпаринні ущільнення є деяким
резервом підвищення об'ємного ККД, то дослідження
якісного впливу їх окремих параметрів на величину і
напрямок гідростатичної сили має практичне
значення.
Для
обчислення
витрат
і
коефіцієнтів
гідростатичної жорсткості ущільнень із різною кількістю шпарин, а також дослідження впливу різних
елементів ущільнень на величину і напрямок
радіальної сили візьмемо такі припущення.
1. Автомодельна область турбулентної течії, при
цьому коефіцієнт опору тертя беруть сталим.
2. Течія в ущільнювальних щілинах лише осьова,
рух стінок не враховується.
3. Радіальні зазори малі порівняно з їх радіусами
і сталі за довжиною.
4. Тиск на вході в ущільнення і на виході з нього
сталий. Відновлення тиску на виході з зазорів не
враховується.
5. Досліджується випадок, коли торцеві камери
великі і тиск у них вирівнюється по колу.
Аналіз окремих радіальних коливань становить
як методичний, так і практичний інтерес, оскільки
дозволяє виявити найбільш важливі закономірності
руху роторів, оцінити вплив гідродинамічних
характеристик шпаринних ущільнень на власні та
на критичні частоти, їх стійкість і амплітуди
змушених коливань.
2.2. Радіальні
гідродинамічні
сили
в
багатошпаринних ущільненнях
У роботі [4] для ущільнень із відносно великим
об’ємом торцевих камер, коли тиск у них
вирівнюється по колу, наведені вирази радіальних
гідростатичних сил в окремій шпарині і сумарної
сили в багатошпаринному ущільненні. Радіальна
сила в i-й шпарині (рис. 2) за напрямом збігається з
вектором ексцентриситету (спрямована по лінії
центрів) і визначається за формулою
Fi  0,5p i Ci (1) i e,
(1)
  0,04 · ii – коефіцієнт втрат на вході та на виході
по довжині шпарини; p i – сумарне зниження тиску
на і-й шпарині; h – радіальний зазор шпарини; Ri –
радіус шпарини, li – довжина шпарини; m – маса
ротора.
Рисунок 2 – Схема ексцентричного кільцевого
зазора: е – ексцентриситет центра вала;
 – ексцентриситет центра мас ротора
Звернемо увагу на те, що в непарних зазорах
(нумерація йде від периферії до центра) сила
від’ємна, спрямована проти прогину, тобто підвищує
згинальну жорсткість вала,– центрувальна сила. У
парних
шпаринах
картина
зворотна
–
децентрувальна сила [5].
Радіальні сили можна виразити через відповідні
к-коефіцієнти
гідростатичної
жорсткості
для
одношпаринних, двошпаринних та тришпаринних
ущільнень (рис. 3), і подати у такому вигляді:
F(1)  k(1)e , F( 2)  k( 2)e , F(3)  k(3)e ,
(4)
а в проекціях на осі нерухомої системи координат
для центрувальної сили
Fпx  kп x, Fпy  kп  y .
(5)
а її проекції на осі нерухомої системи координат одержано заміною ексцентриситету його проекціями.
Сумарна сила в ущільненні з n шпаринами:
n
F( n)  0,5pCi (1)i e.
(2)
1
У цих формулах введені позначення:
C
Ci 
h0 
Ri li Ri2 s02 i 0
1 n
(1   i ) i , si  2Ri hi 0 , s0   si ,
2 2
hi 0 R1 si  0
n 1
l

1 n
1 n
hi 0 , R0l0   Rili ,  i  i1 ,  2i  i , (3)

2 hi
 i0
n 1
n 1
 i 0   i1 
 li
,
2hi 0
де e – ексцентриситет, зміщення центра вала
щодо осі опор (прогин вала в місці посадки робочого
колеса);  – коефіцієнт опору тертя кільцевого
каналу,
який
для
автомодельної
області
турбулентної течії можна вважати сталим [7]:
C8
Dynamics and Strength. Hermomechanics
Рисунок 3 – Сили, зумовлені перепадом тиску
на багатошпаринних ущільненнях
Проекції децентрувальної сили мають зворотні
знаки.
Порівнюючи вирази (4) із загальною формулою
(2),
одержуємо
коефіцієнти
гідростатичної
жорсткості:
k(1)  0,5R1
l1
p1 1  1  ,
h10


l
l R 2 s 2
k( 2 )  0 ,5p  R1 1  1 1   1  R2 2 12 02 20  2 1   2  , (6)
h10
h20 R2 s2  0


де провідності кільцевих каналів із коаксіальним
розташуванням вала у втулках з урахуванням
місцевих опорів визначаються такими формулами:

l
l R 2 s 2
k( 3 )  0 ,5p  R1 1  1 1   1   R2 2 12 02 20  2 1   2  
h10
h20 R2 s2  0

g 1  2R1 Н 1 0 ,5   1  l1 / 2 Н 1 
l3 R s 
 3 1   3 .
h30 R s 
Для зручності розрахунків останні дві формули
подамо у такому вигляді:
2 2
1 0 30
2 2
3 3 0
 R3
l2 R12 s02 20
 2 1   2 , (7)
h20 R22 s22 0
l R 2 s 2
 k 2   k 3 , k 3  0,5pR3 3 12 02 30  3 1   3 .
h30 R3 s3  0
k ( 2)  k 1  k 2  , k 2   0,5pR2
k ( 3)
Коефіцієнт радіальної жорсткості вала (8) a = b,
квадрат власної частоти коливань ротора без
ущільнень (9) (рис. 4):
a3  b3
,
a 3b 3
 k m.
k  3 EI
(8)
u20
(9)
0 ,5
g 3  2R4 Н 3 0 ,5   1  l3 / 2 Н 3 
0 ,5
g 2   R2  R3 z0 ,5   2  2 l2 2 z 
,
(13)
,
0 ,5
.
Провідності
циліндричних
дроселів
при
постійному ексцентриситеті сталі (не залежить від
осьового положення ротора): g1  const , g3  const , а
провідність торцевого дроселя, якщо знехтувати
місцевими втратами, можна подати у вигляді
1,5
g 2  g 2 п z H 2  .
2.3. Змушені коливання ротора в багатошпаринних ущільненнях
Вираження силових коефіцієнтів зведені в
таблицю [6].
Таблиця 1 – Вирази для силових коефіцієнтів
Назва силового
Формула для
Допоміжні коефіцієнти
коефіцієнта
розрахунку
R0 l
   1   2 ,
k p  p0
,
 m  1   2 ;
гідростатичної
2 Hm
N  21  n  / 2  n .
жорсткості
2
c
 
0 
демпфування
Q1  g1 p1  p2 = Q2  g 2 z  p2  p3  Q3  g 3 p3  p4 , (10)
де р1  рн – тиск нагнітання насоса.
На підставі рівності (10) можна
використовувані надалі співвідношення:
записати
(11)
Із рівнянь балансу витрат одержимо:

g 12 g 22  g 32
g 22 g 32

p
4
g 12 g 22  g 22 g 32  g 32 g 12
g 12 g 22  g 22 g 32  g 32 g 12
(12)
g 32 g 12  g 22
g 12 g 22
p3  p1 2 2

p
,
4
g 1 g 2  g 22 g 32  g 32 g 12
g 12 g 22  g 22 g 32  g 32 g 12

c 
Re 0 
Re 0 , 0 
2 q0

,
1
 4p H 3  2   n  2n
0

  ,
q0  
 Cl    
м2 с

інерційних сил
C
,
Re 0n

n, C – показник степеня
та стала у формулі
kg  
,
Блазіуса 0  C Re0 n ;
12 Hm
[1]
автомодельна зона
течії: n = 0, C = 0,04
R0 l 3
Розмірності
табличних
коефіцієнтів
не
відповідають їх фізичному змісту, оскільки вони
висловлюють наведені до маси сили. Введемо
позначення подвоєних компонентів сил:
(14)
a4  k g , a5  a51  a5 , a5  kd  ,  2   2 ,
p3  p3  p4 , p  p1  p4 .

12 H 3 m
,
8
a1  1  a11, a2  a20  a21 , a3  u2 0  a31, a4  a41  a4 ,
g12 p2
g 22 p3
g32 p1

,

,

;
g22 p1
g32 p2
g12 p3
p1  p1  p2 , p2  p2  p3 ,
p2  p1
R0 l 3 0
1
Рисунок 4 – Розрахункова схема одномасової
симетричної моделі ротора
Тиски p1 і p2 залежать від провідності торцевого
дроселя 3 і в сталому стані визначаються з рівняння
балансу витрат. Тиск - задані зовнішні впливи.
Виразимо витрати через провідності і перепади
тиску для турбулентної течії в рівноважному стані:
kd  
0

l
1
lc y  2 c  y ,
H
l
lc
1
u y  u y  u y , u y  u y  u y , u y  lc x  2  x ,
H
l
(15)
lc 
ux  ux  ux , ux  ux  ux , ux  2  y ,
l
l
uy  uy  uy , uy  uy  uy , uy  2 c .
l
u x  u x  u x , u x  u x  u x , u x 
Тут використано співвідношення  x ,y  x ,y l 2H . У
формулах для прискорень не зазначені доцентрові
складові, тому що вони спрямовані по осі ротора і не
Journal of Engineering Sciences, Vol. 4, Issue 1 (2017), pp. C 7–C 12.
C9
C
впливають на його радіальні коливання. Рівняння
першої парціальної системи [3]:
a1u  a2u  a3u  i a4 u  a5 u    2 a* e  it ,
(16)
де коефіцієнти визначаються формулами (14), (15).
Аналіз вільних коливань необхідний насамперед
для визначення власних частот, знання яких
дозволяє уникнути роботи на резонансних режимах
змушених коливань. Такі режими, в разі змушених
коливань
під
дією
відцентрової
сили
неврівноваженої маси, виникають на частотах
обертання ротора, що збігаються з однією з його
власних частот, тобто на критичних частотах
обертання ротора. Власні частоти визначаються
розв’язуванням рівнянь вільних коливань (16) без
правої частини.
Розглядаються змушені коливання під дією
неврівноваженої сили інерції, частота якої дорівнює
частоті обертання ротора   0 . Частинний розв’язок
рівняння має вигляд u  uа ei t и  . Після його
підстановки і скорочення
алгебраїчне
рівняння
коєфіцієнтами
 а 
1
2
на
з

одержимо
e it
комплексними
 a3  a4  i a2  a5  uа eiи   2 a*
,
(17)
в якому квадратна дужка представляє власний
оператор, тобто комплексне число D(iω)=U+iV:
U  а1 2  a3  a4 , V  a2  a5 .
(18)
Для постійного перепаду тиску
U  u20  а31  а1  а4  2 , V  а20  а21  а5 .
Реакція на зовнішній
передатну функцію
W i  
uа
 2 a*
вплив
e iи  Aи*  e iи   
дає
1
,
U    iV  
(19)
частотну
(20)
де Au* = ua / (ω2·|a*|).
Розділимо дійсну та уявну частини, помноживши
чисельник і знаменник на поєднане у знаменнику
комплексне число:
C
W i    2
 2   2  2n i

2

  2n 
2 2
2
  2 U  iV   A  e i   . (21)
Амплітуда А  та фаза    цього комплексного
числа представляють відповідно амплітудну та
фазову частотні характеристики. Для ущільнень із n
шпаринами маємо:
C8
Dynamics and Strength. Hermomechanics
2
Ап    

U 2п   Vп2 
п     arctg
 п     arctg
Vп 
U п 
Vп 
2
       2n 
2
0 п
 arctg
,
2
2n
, U > 0, (22)
 02п    2
   arctg
U п 
2 2
2n
, U < 0.
 02п    2
Розділимо чисельник та знаменник останніх
виразів на ω2. При цьому одержимо частотні
характеристики в безрозмірному вигляді:
Ап    
 2п 
1      2   
2
п
2
2
,  п      arctg
п
2 п 
1  2п 
. (23)
2.4. Числовий приклад
Числовий аналіз для оцінювання впливу
шпаринних ущільнень будемо проводити для
одноступінчастого насоса (рис. 4).
Вихідні дані: L = 1,5 м; a = 0,75 м; b = 0,75 м;
параметри ротора: d = 0,08 м; R = 0,25 м; be = 0,04 м;
lc = 0,06 м; модуль пружності матеріалу вала та
зведена маса ротора E = 2∙1011 Па; m = 120 кг;
номінальна робоча частота обертання ротора
 n = 300 рад/с, радіальний та кутовий коефіцієнти
зовнішнього демпфування беремо за нуль.
Параметри ущільнень:
1) тришпаринне ущільнення: R1 = 0,1203 м;
R2 = 0,1175 м; R3 = 0,1128 м; l1 = 0,017 м; l2 = 0,010 м;
l3 = 0,019 м; H1 = 0,25∙10–3 м; H2 = 0,5∙10–3 м;
H3 = 0,25∙10–3 м; = 0,1; ξ = 0,05; ξ = 0,01;
2) двошпаринне ущільнення: R1 = 0,1203 м;
R2 = 0,1175 м; l1 = 0,017 м; l2 = 0,010 м;
H1 = 0,25∙10–3 м; H2 = 0,5∙10–3 м; ξ = 0,1; ξ = 0,05;
ξ = 0,01;
3) одношпаринне ущільнення: R1 = 0,1203 м;
l1 = 0,017 м; H1 = 0,25∙10–3 м; ξ = 0,1; ξ = 0,05; ξ = 0,01.
Номінальний перепад тиску, що дроселюється на
ущільненнях, pn = 4 МПа. Перекачувана рідина –
вода, температура 20 °С, густина ρ = 103 кг/м3.
Режим руху рідини – автомодельна область
турбулентної течії. Амплітуда та фаза комплексного
числа є амплітудною та фазовою частотними
характеристиками
для
різних
ущільнень
у
безрозмірному вигляді (рис. 5–7). Числові значення
коефіцієнтів радіальних сил наведені в табл. 2.
Таблиця 2 – Коефіцієнти радіальних сил
Результат розрахунку
Тип ущільнення
k (кг/с2) F(N) Amax Q (м3/с)
Одношпаринне
Двошпаринне
Тришпаринне
5,71
5,41
5,64
427
522
470
226
225
238
1,1·10–2
9,9·10–3
7,4·10–3
Рисунок 5 – Амплітудні (a) та фазові (b) частотні характеристики
одношпаринного (1), двошпаринного (2) і тришпаринного (3) ущільнень при ξ = 0,1
Рисунок 6 – Амплітудні (a) та фазові (b) частотні характеристики
одношпаринного (1), двошпаринного (2) і тришпаринного (3) ущільнень при ξ = 0,05
Рисунок 7 – Амплітудні (a) та фазові (b) частотні характеристики
одношпаринного (1), двошпаринного (2) і тришпаринного (3) ущільнень при ξ = 0,01
3. ВИСНОВКИ
Числове оцінювання впливу багатошпаринних
кільцевих каналів показало, що тришпаринне
ущільнення зменшує витрати порівняно
до
одношпаринних, а коефіцієнт жорсткості майже не
змінюється.
Аналіз амплітудних характеристик засвідчив, що
одношпаринне та тришпаринне ущільнення майже
не відрізняються, а на двошпаринному ущільненні
помітно знижується амплітуда за рахунок другої
шпарини, яка має децентрувальну силу [6].
Запропонована
методика
динамічного
розрахунку, що ґрунтується на простій моделі ротора
із системою врівноваження, дозволяє оцінити
критичні частоти обертання ротора й амплітуди його
змушених коливань. Однак для формулювання
обґрунтованих
узагальнень
необхідний
більш
повний і більш глибокий числовий аналіз як
спрощеної моделі, так і розроблення та дослідження
вдосконалених моделей, які б повніше відображали
динамічні властивості ротора.
Journal of Engineering Sciences, Vol. 4, Issue 1 (2017), pp. C 7–C 12.
C 11
C
The impact of the multi-gap seals on rotor dynamics
V. A. Martsynkovskyy1), O. O. Pozovnyi1)
1) Sumy
State University, 2 Rymskogo-Korsakova St., 40007, Sumy, Ukraine
The research relevance of multi-slotted seals is of practical significance for increasing vibrationreliability of centrifugal pumps. This paper presents the model of a single-disk rotor with seals. The forced
radial rotor vibrations are determined taking into account the linearized inertial, damping, gyroscopic, positional, and circulating forces operating on the impeller from the liquid flow side in the annular seals. A
theoretical analysis was supplemented with a numerical example, the amplitude-frequency and phase
characteristic are presented.
Keywords: seals, rotor, centrifugal pump, frequency characteristics.
Влияние многощелевых уплотнений на динамику ротора
В. А. Марцинковский1), А. А. Позовный1)
1) Сумський
государственный университет, ул. Римского-Корсакова, 2, 40007, г. Сумы, Украина
Актуальность исследования многощелевых уплотнений имеет практическое значение для повышения вибронадежности центробежных насосов. В работе рассматривается модель однодискового ротора с уплотнениями. Определяются вынужденные радиальные колебания ротора с учетом линеаризованных инерционных, демпфирующих, гироскопических, позиционных и циркуляционных сил,
действующих на рабочее колесо со стороны потока жидкости в многощелевых уплотнениях. Теоретический анализ дополнен численным примером, приведены амплитудные и фазовые частотные характеристики.
Ключевые слова: уплотнение, ротор, центробежный насос, частотные характеристики.
СПИСОК ВИКОРИСТАНИХ ДЖЕРЕЛ
1. Бедчер Ф. С. Определение критического числа оборотов
ротора насоса с учетом сил, возникающих в уплотнениях /
Ф. С. Бедчер, А. А. Ломакин // Паро- и газотурбостроение.
1957. – Вып. 5. – С. 249–269.
2. Симоновский В. И. Устойчивость и нелинейные колебания роторов центробежных машин / В. И. Симоновский. –
Харьков : Высшая школа, 1986. – 128 с.
3. Марцинковский В. А. Гидродинамика и прочность центробежных насосов / В. А. Марцинковский. – Москва : Машиностроение, 1970. – 272 с.
4. Марцинковський В. А. Гидродинамика дросселирующих каналов / В. А. Марцинковський. – Суми : СумДУ,
2002. – 338 с.
5. Марцинковский В. А. Динамика роторов центробежных
машин / В. А. Марцинковский. – Сумы : СумГУ, 2012.–
562 с.
6. Марцинковский В. А. Щелевые уплотнения: теория и
практика / В. А. Марцинковский. – Сумы : СумГУ, 2005. –
416 с.
7. Марцинковський В. А. Насосы атомных электростанций / В. А. Марцинковский, П. Н. Ворона. – Москва : Энергоатомиздат, 1987. – 256 с.
REFERENCES
C
1. Bedher F. S., Lomakin A. A. (1957). Determination of the
critical number of revolutions of the pump rotor taking into
account the forces that arise in the seals. Steam and gas turbine construction, 5, 249–269 [in Russian].
2. Simonovskiy V. I. (1986). Stability and nonlinear oscillations of rotors of centrifugal machines. Kharkov, Vyshshaya
schola [in Russian].
3. Martsynkovskyy V. A. (1970). Hydrodynamics and the
strength of centrifugal pumps. Moscow, Engineering [in Russian]
C 12
Dynamics and Strength. Hermomechanics
4. Martsynkovskyy V. A. (2002). Hydrodynamics of throttling
channels. Sumy State University [in Russian].
5. Martsynkovskyy V. А. (2012). Rotordynamics of centrifugal machines. Sumy State University [in Russian].
6. Martsynkovskyy V. A. (2005). Annular seals : theory and
practice. Sumy State University [in Russian].
7. Martsynkovskyy V. A., Vorona, P. N. (1987). Pumps of
nuclear power plants. Moscow, Energoatomizdat [in Russian].
JOURNAL OF ENGINEERING SCIENCES
ЖУРНАЛ ІНЖЕНЕРНИХ НАУК
ЖУРНАЛ ИНЖЕНЕРНЫХ НАУК
Web site: http://jes.sumdu.edu.ua
Volume 4, Issue 1 (2017)
УДК 669.184.244.66
Результаты лабораторного исследования энергоэффективной технологии
продувки конвертерной ванны с применением трехъярусной фурмы
П. О. Юшкевич1), Л. С. Молчанов1)
1) Институт
черной металлургии им. З. И. Некрасова НАН Украины,
пл. академика Стародубова, 1, 49050, г. Днепр, Украина
Article info:
Paper received:
The final version of the paper received:
Paper accepted online:
Correspondent Author’s Address:
April 22, 2017
May 17, 2017
May 21, 2017
isi.dps.jr@gmail.com
На основании анализа преимуществ и недостатков кислородно-конвертерного производства
Украины с комбинированной продувкой ванны кислородом и нейтральным газом предложена новая
технология комбинированной продувки с использованием трехъярусной фурмы, обеспечивающая
сохранение стойкости футеровки конвертера и более эффективное дожигание отходящих газов с
предотвращением локального износа футеровки и интенсивного заметалливания ствола фурмы и
горловины агрегата.
В ходе лабораторно-промышленной проработки предложенной технологии установлено, что в
зависимости от уровня расположения шлакометаллической эмульсии можно выделить два основных
режима дожигания. Процесс дожигания необходимо организовывать таким образом, чтобы факелы
находились в пределах полудиаметра области выхода потока СО, благодаря чему не допускается
воздействие факелов на футеровку конвертера.
Ключевые слова: конвертер, комбинированная продувка кислородом и нейтральным газом,
трехъярусная фурма, дожигание отходящих газов, энергосбережение.
1. ВВЕДЕНИЕ
В настоящее время в мире около 80 %
конвертерной стали выплавляется по технологии
комбинированной продувки ванны кислородом
сверху и нейтральным перемешивающим газом
(азот, аргон) через днище [1, 8, 11], которая,
обеспечивает
следующие
преимущества
по
сравнению
с
классическим
кислородноконвертерным процессом с верхней подачей
кислорода:
– увеличение интенсивности подачи кислорода и
уменьшение длительности продувки;
– более
спокойный
характер
продувки
с
отсутствием
интенсивных
выбросов
шлакометаллической взвеси из агрегата;
– повышение стабильности по температуре и
химическому составу от плавки к плавке;
– уменьшение угара железа и окисленности
металла на выпуске, увеличение остаточного
содержания марганца, снижение расхода алюминия
и ферросплавов и в итоге – повышение выхода
жидкой стали;
– получение низких содержаний углерода и
вредных примесей в конечном металлическом
полупродукте.
В последние годы начавшееся в Украине и СНГ
техническое
перевооружение
кислородноконвертерного процесса реализуется в направлении
закупки и установки зарубежного оборудования и
технологий
комбинированной
продувки
конвертерной
ванны
кислородом
сверху
и
нейтральным перемешивающим газом через днище
[2, 3, 10].
1.1. Анализ литературных источников и
постановка проблемы
Внедренная на металлургических предприятиях
Украины (ПАО «АМК», ПАО «ДМКД») зарубежная
технология
комбинированной
продувки,
как
оказалось, имеет один из существенных недостатков,
связанный с ухудшением теплового баланса плавки.
Такая
же
проблема
наблюдаются
и
в
переоборудованных
конвертерных
цехах
предприятий СНГ [2, 3, 10].
Дело в том, что для верхней продувки ванны
250–330 т конвертеров с расходом кислорода
соответственно
1 050–1 200 м3/мин
применяются
кислородные фурмы классической конструкции с
литыми наконечниками (рис. 1), содержащими 6
сопел Лаваля, расположенными по кругу под углом
наклона к вертикальной оси фурмы 17 и 20°.
В условиях комбинированной продувки при
оснащении фурм наконечником рис. 1 ухудшаются
тепловые
условия
ведения
плавки,
из-за
ограничения развития экзотермических реакций
окисления
примесей
и
подачи
холодного
нейтрального газа [1, 4, 7, 11]. Это сопровождается
уменьшением
количества
перерабатываемого
металлического лома и вводом в шихтовку
конвертерной плавки дополнительных высокоуглеродистых
энергоносителей.
Использование
внешних энергоносителей приводит к повышению
экономических затрат и себестоимости готовой
Journal of Engineering Sciences, Vol. 4, Issue 1 (2017), pp. E 1–E 7.
E1
E
продукции. Для устранения этого недостатка в свое
время
при
продувке
конвертерной
ванны
использовались двухъярусные кислородные фурмы
[4–8], позволяющие наряду с продувкой ванны
основными сверхзвуковыми кислородными струями
осуществлять дожигание в полости конвертера
отходящих газов, содержащих монооксид углерода,
дополнительными дозвуковыми струями [6–8, 12]. В
результате был существенно улучшен тепловой
баланс конвертерной плавки. Вместе с тем
воздействие образующихся
высокотемпературных
факелов дожигания СО до СО2 на футеровку
конвертера привело к ускоренному локальному
износу
последней,
особенно
в
верхней
цилиндрической и конической частях рабочего
пространства
агрегата.
По
этой
причине
использование
двухъярусных
фурм
получило
ограниченное применение.
Рисунок 1 – Конструкция наконечника фирмы «Impact»:
1 – литой сопловый блок; 2 – соединительная вставка с
наружной трубой отвода воды; 3 – соединительная вставка
с промежуточной трубой подвода воды; 4 – соединительная
вставка с центральной трубой подвода кислорода
1.2. Цель работы
Изучение процессов дожигание CO до CO2 в рабочем пространстве лабораторного конвертера при
продувке верхней трехъярусной фурмой.
Разработка
новых
технических
и
технологических
решений,
направленных
на
улучшение энергоэффективности существующей
технологии комбинированной продувки, с учетом
результатов проведенных исследований.
E
2. ОСНОВНАЯ ЧАСТЬ
2.1. Предложенные технические решения
Для улучшения теплового баланса плавки предлагается оснастить конвертерные агрегаты новой
конструкцией трехъярусной фурмы и системами
подвода к ней двух регулируемых потоков кислорода
с возможностью их полной замены на азот. В результате появляется возможность обеспечить продувку
конвертерной ванны в режиме глубокого проникновения в металлический расплав основных сверхзвуковых кислородных струй, истекающих из сопел Лаваля цельноблочного наконечника трехъярусной
фурмы, при перекрытии торца последнего слоем
вспененной щлакометаллической эмульсии. При
этом интенсифицируются процессы растворения
присаженного лома, обезуглероживания и перемешивания ванны. Одновременно дополнительными
дозвуковыми кислородными струями, формируемыми цилиндрическими соплами, расположенными в
верхнем и нижнем продувочных блоках создается
обширная и относительно низкоскоростная область
кислородных потоков на пути встречного потока монооксида углерода, преимущественно выходящего из
реакционной зоны взаимодействия основных кислородных струй с расплавом. Эта область в зависимоE2
Modern Energy Efficient Technologies
сти от высоты фурмы над ванной и расхода дополнительного кислорода определяет режимы шлакообразования, подавления интенсивного выноса мелких
капель металла и шлака в направлении ствола
фурмы и горловины конвертера, дожигания отходящих газов без агрессивного воздействия на футеровку верхней части агрегата. Дожигание отходящих
конвертерных газов способствует улучшению теплового баланса ведения плавки, позволяет обеспечить
требуемую температуру металла на выпуске.
Дожигание {СО} до {СО2} обеспечивает тепловой
эффект, в три раза больший, чем углерода (С) до
{СО}, и развивает температуру в образуемом факеле
до 3 113–3 273 K [1].
2.2. Исследование новой технологии продувки
Проведение исследований технологии продувки,
позволяющей
улучшить
тепловой
баланс,
осуществлялось
на
разработанной
с
учетом
приобретенного
опыта
[13]
установке
для
высокотемпературного моделирования в виде 60 кг
конвертера
(рис. 2 а),
снабженного
съемной
горловиной с окном для фиксации хода продувки
видеокамерой со скоростью 300 кадров/с и верхней
трехъярусной фурмой (рис. 2 б).
Трехъярусная
кислородная
фурма
была
оснащена
двумя
трактами
подведения
технологических газов, обеспечивающих раздельный
подвод кислорода на верхний ярус и общий – на
нижние ярусы. Высота расположения верхней
фурмы на протяжении всей продолжительности
продувки составляла 45 калибров (критических
диаметров сопла Лаваля) относительно спокойного
состояния поверхности расплава, находящегося в
ванне лабораторного конвертера.
Время продувки конвертерной ванны составляло
10–15 минут. По ходу проведения продувки производилось 3 присадки шлакообразующих материалов,
присадки осуществлялись при помощи специально
изготовленного совка до 6-й минуты продувки, первая присадка проводилась в конце 1-й минуты, вторая – до 3-й минуты и третья – до 6-й, каждая порция содержала 0,4 СаО и 0,06 СаF2.
Во время продувки осуществлялся отбор проб металла и шлака при помощи заранее подготовленных
пробниц. Также был произведен отбор проб отходящих конвертерных газов перед их выходом из дымоотводящего тракта лабораторной установки. Отбор
проб метала, шлака и отходящих газов осуществлялся через каждые 3 минуты продувки.
Оценка эффективности дожигания отходящих
газов
при
продувке
трехъярусной
фурмой
конвертерной ванны производилась при помощи
определения степени дожигания из следующего
выражения [14]:

СО

CO2
CO2  CO 
 100 %,
(1)
где
ηсо
–
степень
дожигания
СО,
%;
СО2 – содержание СО2 в составе отходящих газов, %;
СО – содержание СО в составе отходящих газов, %.
Помимо отбора проб в ходе эксперимента, производились замеры температуры расплава и образуемых факелов дожигания распространяющихся в
пределах рабочего пространства лабораторного конвертера. Замеры температуры расплава осуществляли при помощи термопары ПР-6/30 путем ее погружения в расплав. Определение температуры в факелах дожигания при помощи пирометра, собранного
на базе измерительного комплекса «Сапфир» путем
его наведения на область расплава, перекрываемую
образующимся факелом дожигания. Временной интервал между замерами температуры расплава составлял 3 минуты.
Ход эксперимента сопровождался поминутной
регистрацией параметров (расхода и давления) при
помощи ротаметра РС-5 и манометра МДМ-25 располагаемых как перед продувочными устройствами,
так и в магистрали.
Обработка
полученных
в
ходе
высокотемпературного
моделирования
видеоматериалов позволила установить, что при
использовании
трехъярусной
фурмы
можно
выделить
2
основных
режима
дожигания,
представленных на рис. 3.
а
б
Рисунок 2 – Вид установки (а) и схема трехъярусной
фурмы (б) для проведения высокотемпературного моделирования: 1 – корпус конвертера; 2 – съемная горлови-
на; 3 – трехъярусная кислородная фурма; 4 – 160 кг
индукционная печь; 5 – металлошланговый рукав
для эвакуации отходящих газов; 6, 8 – шланги подвода основного и дополнительного кислорода к
трехъярусной фурме; 7, 9 – шланги подвода и отвода
воды на охлаждение фурмы; 10 – нижняя двухрядная головка; 11 – верхний сопловый блок
а
б
в
E
г
д
е
Рисунок 3 – Основные режимы дожигания отходящих конвертерных газов при использовании трехъярусной фурмы:
1 – трехъярусная фурма; 2 – факелы дожигания СО до СО2; 3 – выход бурого дыма; 4 – всплески шлака;
5 – волна шлакометаллической эмульсии; 6 – раскрытие макропузыря
Первый (рис. 3 а–в) наблюдается в период интенсивного обезуглероживания конвертерной ванны
при расположении уровня вспененного шлака ниже
верхнего соплового блока трехъярусной фурмы. В
этом случае видеосъемкой фиксировался выход с
определенной частотой из пределов реакционной
зоны взаимодействия сверхзвуковых кислородных
струй с металлическим расплавом макропузырей СО
с дожиганием СО до СО2 звуковыми кислородными
струями при непосредственном воздействии образующихся факелов дожигания на поверхность шлака.
Дальнейшее повышение уровня вспененного
шлака до верхнего яруса сопел (рис. 3 г–е) приводит
к переходу во второй режим дожигания, характеризуемый полным заглублением звуковых кислородных струй, истекающих из верхнего соплового блока,
во вспененную шлакометаллическую эмульсию. В
этих условиях зарождение в пределах вторичных
реакционных объемов СО, последующее укрупнение
и всплывание образующегося макропузыря, дожигание в нем СО до СО2 сопровождаются первоначальным увеличением высоты вспененного слоя шлака в
околофурменной зоне с последующим ее снижением
после выхода и разрушения макропузыря на поверхности шлака. В этом случае высокотемпературные газообразные продукты реакции дожигания
СО + ½О2 = СО2 передают тепло окружающей мак-
Journal of Engineering Sciences, Vol. 4, Issue 1 (2017), pp. E 1–E 7.
E3
ропузырь оболочке шлакометаллической эмульсии,
которая в перегретом до более высокой температуры
состоянии выносится на поверхность ванны и участвует в процессе передачи тепла от дожигания через
шлак к металлической ванне.
Обработка результатов химического анализа
состава отходящих газов позволила установить, что
продувка с использованием новой конструкции
трехъярусной фурмой в среднем за плавку
обеспечивает улучшение показателей процесса
дожигания на 54 % по сравнению с двухъярусной
фурмой [6] (рис. 4).
Рисунок 4 – Сопоставление средней степени дожигания
СО до СО2 за плавку в отходящих конвертерных газах
при продувке трехъярусной (1) и двухъярусной (2) фурмой
Повышению эффективности дожигания СО до
СО2 в полости конвертера с применением трехъярусной фурмы способствует продувка конвертерной
ванны, обеспечивающая глубокое внедрение в ванну
основных сверхзвуковых кислородных струй, форми-
рующих открытую форму общей реакционной зоны с
выходом из ее пределов вдоль ствола фурмы объединенного потока СО, в который встречно вдуваются
дополнительные звуковые кислородные струи, истекающие из цилиндрических сопел верхних ярусов.
При этом число цилиндрических сопел и расход кислорода через них выбираются из расчета:
– увеличения периферийного объема каждой из
звуковых струй, в котором скорость кислорода находится в пределах 5–12 м/с, сопоставимых со скоростью распространения фронта пламени в смеси СО –
СО2;
– обеспечения
дальнобойности
высокотемпературных факелов дожигания, сопоставимых с
величиной полудиаметра области выхода на поверхность ванны потока СО (рис. 3), что предотвращает
локальный износ футеровки конвертера.
На основании проведенных исследований и
приобретенного производственного опыта [15, 16] с
учетом выявленных недостатков продувки через
двухъярусную фурму
для условий работы
отечественных конвертеров предложен новый
вариант комбинированной продувки (рис. 5) с
применением
трехъярусной
верхней
фурмы,
обеспечивающей
вдувание
дополнительного
кислорода
через
цилиндрические
сопла,
размещенные на двух ярусах относительно торца
наконечника.
E
а
б
Рисунок 5 – Предлагаемая схема оснащения отечественных конвертеров регулируемым подводом технологических
газов к верхней трехъярусной фурме и донным дутьевым устройствам (а); фото фурмы (б)
В случае предложенной технологии (рис. 5) рекомендуется:
– оснастить конвертера разработанной конструкцией трехъярусной фурмы повышенной стойкости,
включающей: цельноточеный 12-канальный наконечник с двухъярусным расположением 4 сопел Лаваля (dкр = 34 мм, α1 = 12°) и 8-цилиндрических сопел
(dц = 8 мм, α2 = 17°) и верхний цельноточеный
8-канальный блок с цилиндрическими соплами
(d = 8 м, α1 = 35°), расположенный на расстоянии
2,5 мм от торца нижнего наконечника;
E4
Modern Energy Efficient Technologies
– обеспечить подвод к трехъярусной фурме двух
регулируемых потоков основного (350–400 м3/мин) и
дополнительного (15–50 м3/мин) кислорода с возможностью их полной замены на азот с теми же расходами;
– оборудовать конвертеры современной системой
регулируемого подвода к каждой донной фурме нейтральных перемешивающих газов (азот, аргон), взамен
многоканальных перейти на более дешевые и высокостойкие одноканальные дутьевые устройства.
Все это позволит при выбранных начальной и рабочей высотах фурмы над ванной:
– более эффективно перераспределять вдуваемый
кислород на реакции с металлической, шлаковой и
газовой фазами рабочего пространства конвертера,
интенсифицировать процессы дожигания СО до СО2,
формирования основного шлака с оптимальной
окисленностью и содержанием оксида магния с точки зрения окисления фосфора;
– управлять вспениванием шлака и организовывать на протяжении большей части времени плавки
спокойную продувку с частичным дожиганием отходящих газов в режиме перекрытия вспененной шлакометаллической эмульсией нижнего наконечника
фурмы с предотвращением интенсивных выбросов и
«сворачивания» шлака;
– предотвращать интенсивное заметалливание
ствола фурмы, конической части футеровки и горловины конвертера, а также локальный износ футеровки путем ликвидации воздействия на последнюю
высокотемпературных факелов дожигания;
– обеспечивать снижение окисленности металла
и шлака на окончательной стадии операции, особенно в случае вынужденных «додувок» плавки с целью
обеспечения заданного состава и температуры расплава;
– организовывать
без
проблем
нанесение
шлакового гарнисажа на футеровку конвертера
посредством раздува конечного шлака азотными
струями, формируемыми соплами Лаваля нижнего
наконечника при максимальном расходе азота и
минимальной подаче азота через цилиндрические
сопла
верхнего
яруса
во
избежание
их
«запечатывания» брызгами шлака.
3. ВЫВОДЫ
Обработка видеоматериалов, полученных в ходе
ведения экспериментов, позволила установить, что в
процессе продувки конвертерной ванны с использованием трехъярусной фурмы может наблюдаться 2
основных режима дожигания.
Благодаря проведенному анализу химического
состава отобранных проб отходящих газов в ходе
эксперимента высокотемпературного моделирования
продувки конвертерной ванны установлено, что использование трехъярусной фурмы может в среднем
за плавку обеспечивать повышение эффективности
дожигания СО до СО2 на 54 % по сравнению с
двухъярусной.
Полученная
информация
позволяет
сформировать предложения для разработки новой
технологии
комбинированной
продувки
конвертерной ванны кислородом и нейтральным
газом с использованием трехъярусной фурмы,
обеспечивающей улучшение теплового баланса
плавки.
Report on laboratory research of power-efficient
triple-nozzle tuyere oxygen lancing
P. O. Yushkevich1), L. S. Molchanov2)
1) Z.
I. Nekrasov Institute of Ferrous Metallurgy, 1 Acad. Starodubova Sq., 49050, Dnipro, Ukraine
Based on the analysis of the advantages and shortcomings of the oxygen-converter production in
Ukraine with combined oxygen and neutral gas blowing, a new combined-blowing technology by a threelevel lance has been proposed, which privedes the prolongation of the converter lining stability and a more
efficient post-combustion of the exhaust gases with the prevention of local wear of the lining and intensive
scraping of the lance body and the unit mouth.
During the laboratory-industrial working-out of the proposed technology it was established that, depending on the level of the slag-metallic emulsion, two main post-combustion modes can be distinguished.
The post-combustion process must be organized in such a way that the torches are within a half-diameter
area of the outlet CO stream that prevents the torch's effect on the converter lining.
E
Keywords: converter, combined oxygen and neutral gas blowing, three-level lance, post-combustion of the
exhaust gases, еnergy saving.
Journal of Engineering Sciences, Vol. 4, Issue 1 (2017), pp. E 1–E 7.
E5
Результати лабораторного дослідження енергоефективної технології
продування конвертерної ванни з використанням триярусної фурми
П. О. Юшкевич1), Л. С. Молчанов1)
1) Інститут
чорної металургії ім. З. І. Некрасова НАН України,
пл. академіка Стародубова, 1, 49050, м. Дніпро, Україна
На підставі аналізу переваг та недоліків киснево-конвертерного виробництва України з комбінованим продуванням ванни киснем і нейтральним газом запропонована нова технологія комбінованого продування з використанням триярусної фурми, що забезпечує збереження стійкості футерування
конвертера і більш ефективне допалювання газів, що відходять, із запобіганням локальному зношенню футерування та інтенсивному заметалюванню стовбура фурми й горловини агрегата.
У процесі лабораторно-промислових опрацювань запропонованої технології встановлено, що залежно від рівня розміщення шлакометалевої емульсії можна виділити два основні режими допалювання. Процес допалювання необхідно організовувати таким чином, щоб факели знаходилися в межах півдіаметра області виходу потоку СО, завдяки цьому не допускається вплив факелів на футерування конвертера.
Ключові слова: конвертер, комбіноване продування киснем і нейтральним газом, триярусна фурма,
допалювання газів, енергозбереження.
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННЫХ ИСТОЧНИКОВ
E
1. Бойченко Б. М. Конвертерное
производство стали /
Б. М. Бойченко, В. Б. Охотский, П. С. Харлашин. – Днепропетровск : РВА «Днепро-ВАЛ», 2006. – 454 с.
2. Ярошенко А. В. Оптимизация комбинированной продувки в конвертере с применением нового технического
обеспечения /
А. В. Ярошенко,
Ю. Ф. Суханов,
Ю. Н. Долгих // Сталь. – 2008. – № 8. – С. 19–21.
3. Данилин Ю. А. Освоение комбинированной продувки
жидкой конвертерной ванны на Нижнетагильском металлургическом комбинате / Ю. А. Данилин, С. В. Виноградов,
Н. В. Мухранов // Бюллетень «Черная металлургия». –
2010. – № 4. – С. 27–29.
4. Смоктий В. В. Комбинированные процессы выплавки
стали в конвертерах / В. В. Смоктий, В. В. Лапицкий,
Э. С. Белокуров. – Киев : Техника, 1992. – 163 с.
5. Rymarchyk N. Combustion lances in basic oxygen furnace
(BOF) operations / N. Rymarchyk // Steelmaking conference
proceedings. – 1998. – P. 445–449.
6. Комбинированная продувка металла с подачей нейтрального газа через днище конвертера / Я. А. Шнееров,
С. З. Афонин, В. В. Смоктий и др. // Сталь. – 1985. – № 11. –
С. 16–21.
7. Арсентьев П. П. Конвертерный процесс с комбинированным
дутьем /
П. П. Арсентьев,
В. В. Яковлев,
С. В. Комаров. – Москва : Металлургия, 1991. – 176 с.
8. Kishmoto Y. Development and prospect of combined blowing converter in Japan / Y. Kishmoto, N. Saito // Tetsu-tohagane Journal of the Iron and Steel Institute of Japan. –
2014. – Vol. 100, No. 4. – P. 445–455.
9. О неотложных задачах развития черной металлургии
как главной базовой отрасли экономики Украины /
Г. Г. Ефименко, В. П. Самарай, В. Н. Нещадим и др. // Металл и литье Украины. – 2010. – № 5. – С. 3–9.
10. Система комбинированной продувки жидкой конвертерной ванны на Нижнетагильском металлургическом
комбинате /
Ю. А. Данилин,
С. В. Виноградов,
Н. В. Мухранов, В. Герберт // Бюллетень «Черная металлургия». – 2008. – № 6. – С. 51–53.
11. Хефкен Э. Применение комбинированной продувки в
кислородно-конвертерных цехах заводов фирмы Тиссен /
Э. Хефкен, Х. Д. Пармксен, Р. А. Вебер // Черные металлы. – 1983. – № 4. – С. 4–8.
12. Меркер Э. Э. Эффективность кислородно-конвертерных
процессов производства стали с дожиганием оксида углерода в отходящих газах // Э. Э. Меркер, Г. А. Карпенко // Известия ВУЗов. Черная металлургия. – 2000. – № 4. – С. 12–
14.
13. Чернятевич А. Г. Высокотемпературное моделирование
кислородно-конвертерного процесса / А. Г. Чернятевич //
Известия вузов. Черная металлургия. – 1991. – № 12. –
С. 16–18.
14. Сущенко А. В. Исследование процесса дожигания конвертерных газов с использованием динамической математической модели / А. В. Сущенко, А. С. Безчерев // Вісник
Приазовського державного техн. ун-ту. – 2007. – № 17. –
С. 61–65.
15. Чернятевич А. Г. Разработка наконечников двухконтурных
фурм
для
кислородных
конвертеров /
А. Г. Чернятевич, Е. В. Протопопов // Известия вузов. Черная металлургия. – 1995. – № 12. – С. 13–17.
16. О повышении эффективности дожигания отходящих
газов
в
полости
конвертера /
Е. В. Протопопов,
А. Г. Чернятевич, Е. Л. Мастеровенко, С. В. Юдин // Известия вузов. Черная металлургия. – 1999. – № 3. – С. 30–35.
REFERENCES
1. Boichenko, B. M., Ohotskii, V. B., Harlashin, P. S. (2006).
Konverternoe proizvodstvo stali [Converter steel production].
Dnepropetrovsk : RVA “Dnepro-VAL” [in Russian].
2. Yaroshenko, A. V., Suhanov, Yu. F., Dolgih Yu. N. (2008).
Optimizaciia combinirovannoi produvki v convertere s primeneniem novogo tehnicheskogo obespecheniy [Optimization of
combined blowing in the converter with the use of new hardware]. Steel, Vol. 2, 30–40 [in Russian].
3. Danilin, Yu. A., Vinogradov, S. V., Mukhranov, N. V.
(2010). Osvoyeniye kombinirovannoy produvki zhidkoy konverternoy vanny na Nizhnetagil’skom metallurgicheskom
kombinate [Mastering the combined purging of a liquid converter bath at the Nizhny Tagil Metallurgical Combine]. Bulletin “Ferrous metallurgy”, Vol. 2, 27–29 [in Russian].
E6
Modern Energy Efficient Technologies
4. Smoktiy, V. V., Lapitskiy, V. V., Belokurov, E. S. (1992).
Kombinirovannyye protsessy vyplavki stali v konverterakh
[Combined processes of steel smelting in converters]. Kyiv :
Engineering [in Russian].
5. Rymarchyk, N. (1998) Combustion lances in basic oxygen
furnace (BOF) operations. Steelmaking conference proceedings, 445–449.
6. Shneyerov, Ya.A., Afonin, S. Z., Smoktiy, V. V. et al.
(1985). Kombinirovannaya produvka metalla s podachey neytral’nogo gaza cherez dnishche konvertera [Combined purging
of the metal with the supply of neutral gas through the bottom
of the converter]. Steel, Vol. 11, 16–21 [in Russian].
7. Arsent’yev, P. P., Yakovlev, V. V., Komarov, S. V. (1991).
Konverternyy protsess s kombinirovannym dut’yem [Converter process with combined blowing]. Moscow: Metallurgy [in
Russian].
8. Kishmoto, Y., Saito, N. (2014). Development and prospect
of combined blowing converter in Japan. Tetsu-to-hagane
Journal of the Iron and Steel Institute of Japan, Vol. 100, 4,
16–21.
9. Yefimenko, G. G., Samaray, V. P., Neshchadim, V. N.
et. al. (2010). O neotlozhnykh zadachakh razvitiya chernoy
metallurgii kak glavnoy bazovoy otrasli ekonomiki Ukrainy
[On the urgent tasks of the development of ferrous metallurgy
as the main basic branch of the economy of Ukraine]. Metal
and casting of Ukraine, Vol. 5, 3–9 [in Russian].
10. Danilin, Yu. A., Vinogradov, S. V., Mukhranov, N. V,
Gerbert V. (2008). Sistema kombinirovannoy produvki zhidkoy konverternoy vanny na Nizhnetagil’skom metallurgicheskom kombinate [System for combined purging of a liquid
converter bath at the Nizhny Tagil Metallurgical Combine].
Bulletin “Ferrous metallurgy”, Vol. 6, 51–53 [in Russian].
11. Khefken, E., Parmksen, Kh. D., Veber, R. A (1983). Primeneniye
kombinirovannoy
produvki
v
kislorodnokonverternykh tsekhakh zavodov firmy Tissen [The use of
combined blowdown in oxygen-converter plants of Thyssen].
Ferrous metals, Vol. 4, 4–8 [in Russian].
12. Merker, E.
E. (2000). Effektivnost kislorodnokonverternyh processov proizvodstva stali s dozhiganiem oksida ugleroda v othodyshchh gazah [Efficiency of oxygenconverter processes of steel production with afterburning of
carbon monoxide in waste gases]. Proceedings of high schools.
Ferrous metallurgy, Vol. 4, 12–14 [in Russian].
13. Cherniatevich, A. G. (1991). Vysokotemperaturnoe modelirovanie kislorodno-konverternyh processov [High-temperature
modeling of the oxygen-converter process]. Proceedings of high
schools. Ferrous metallurgy, Vol. 12, 16–18 [in Russian].
14. Sushchenko, A. V., Bezcherev A. S. Issledovaniye protsessa dozhiganiya konverternykh gazov s ispol’zovaniyem dinamicheskoy matematicheskoy modeli [Investigation of the
process of afterburning of converter gases using a dynamic
mathematical model]. Bulletin of the Priazov State Engineering University, Vol. 17, 61–65 [in Russian].
15. Cherniatevich, A. G., Protopopov, E. V. (1995). Razrabotka
nakonechnikov dvuhkonturnyh furm dly kislorodnyh konverterov [Development of tips for double-circuit lances for oxygen
converters]. Proceedings of high schools. Ferrous metallurgy,
Vol. 12, 13–17 [in Russian].
16. Protopopov, E. V., Cherniatevich, A. G., Masterovenko, Ye. L. (1999). O pavishenii effektivnosti dozhganiia othodyshchih gazov v polosti konvertera [On increasing the efficiency of afterburning of waste gases in the converter cavity].
Proceedings of high schools. Ferrous metallurgy, Vol. 3, 30–35
[in Russian].
E
Journal of Engineering Sciences, Vol. 4, Issue 1 (2017), pp. E 1–E 7.
E7
JOURNAL OF ENGINEERING SCIENCES
ЖУРНАЛ ІНЖЕНЕРНИХ НАУК
ЖУРНАЛ ИНЖЕНЕРНЫХ НАУК
Web site: http://jes.sumdu.edu.ua
Volume 4, Issue 1 (2017)
E8
Journal of Engineering Sciences, Vol. 4, Issue 1 (2017)
JOURNAL OF ENGINEERING SCIENCES
ЖУРНАЛ ІНЖЕНЕРНИХ НАУК
ЖУРНАЛ ИНЖЕНЕРНЫХ НАУК
Web site: http://jes.sumdu.edu.ua
Volume 4, Issue 1 (2017)
УДК 620.178.165:678.664
Полімерні композити на основі полікарбонату для виготовлення
елементів систем перетворення сонячної енергії на теплову
В. І. Ситар1), К. М. Сухий1), О. С. Кабат1), І. І. Начовний1)
1) Український
державний хіміко-технологічний університет,
вул. Гагаріна, 8, 49005, м. Дніпро, Україна
Article info:
Paper received:
The final version of the paper received:
Paper accepted online:
March 14, 2017
May 28, 2017
May 30, 2017
Correspondent Author’s Address:
amber_udhtu@i.ua
Сучасний розвиток промисловості неможливий без упровадження енергоощадних технологій, що
базуються на використанні відновлювальних природних джерел енергії. У передових країнах усе більшого поширення набувають вітрові, гідро- та сонячні електростанції, теплові генератори, сонячні
колектори та ін. Одним із таких пристроїв є системи перетворення сонячної енергії на теплову. Вони
достатньо дорогі та не мають необхідного рівня надійності й довговічності. Тому актуальним завданням є зменшення їх собівартості та підвищення надійності та довговічності в роботі. Це завдання виконується за рахунок заміни матеріалів конструкційного й триботехнічного призначення основних
елементів таких систем на розроблені полімерні композиційні матеріали (ПКМ). Як полімерна матриця для їх створення був вибраний полікарбонат. Для покращання технологічності при переробленні на виріб його модифікували кремнійорганічним каучуком. Це привело до зменшення в’язкості розплаву та розширило інтервал температур перероблення. З метою покращання триботехнічних властивостей отримані ПКМ наповнювали графітом, що привело до значного зменшення коефіцієнта тертя та інтенсивності лінійного зношування розроблених матеріалів порівняно з вихідним полімером. У
результаті проведення роботи були отримані ПКМ із високим рівнем технологічності при переробленні на виріб, триботехнічних та фізико-механічних властивостей, деталі з яких можна рекомендувати до впровадження в системи перетворення сонячної енергії на теплову, що дозволить зменшити
собівартість і підвищити надійність та довговічність енергоощадного обладнання.
F
Ключові слова: енергоощадне обладнання, надійність та довговічність, полімерна матриця, наповнювач, модифікатор, полімерні композиційні матеріали, технологічність, триботехнічні та фізикомеханічні властивості.
1. ВСТУП
На сучасному етапі розвитку промисловості ефективність використання енергетичних ресурсів та перехід на енергозбережні технології виходять на перший план. У розвинених країнах усе більшого поширення набувають вітрові, гідро- та сонячні електростанції, теплові генератори, сонячні колектори тощо.
Більшість із цих пристроїв використовують для одержання енергії відновлювальних джерел, що є досить актуальним на тлі проблем, пов’язаних з обмеженою кількістю класичних енергетичних ресурсів
Землі.
Одними з таких пристроїв є системи для перетворення сонячної енергії на теплову, які використовують для підігрівання води, опалення та інших побутових потреб. Ці системи складаються із сонячного
колектора, теплообмінників, накопичувальних ємностей, циркуляційних насосів і трубної розводки. Основним елементом таких систем є сонячні колектори,
завдяки яким відбувається перетворення сонячної
енергії на теплову. Їх виготовляють із композитних
матеріалів на основі металів та їх сплавів, але вони
мають ряд істотних недоліків: високу собівартість
вихідних компонентів, складність у виготовленні,
низьку корозійну стійкість. Одним із найважливіших елементів цих систем є циркуляційні насоси,
завдяки яким відбувається рух робочого середовища.
Здебільшого з цією метою використовують відцентрові та шестеренчасті насоси. Основними недоліками
їх є низькі надійність та довговічність у роботі внаслідок виходу з ладу підшипників ковзання чи кочення. Завдяки цим недолікам системи перетворення сонячної енергії на теплову є досить дорогими та
ненадійними в експлуатації. Унаслідок цього основною метою роботи є зменшення їх собівартості, підвищення надійності та довговічності в роботі. Поставлена мета може бути досягнута за рахунок заміни
матеріалів деталей сонячного колектора та підшипників шестеренчастого насоса на більш сучасні з
кращим рівнем властивостей. Одними з найбільш
перспективних матеріалів для цього є полімери та
композити на їх основі. Вони є порівняно дешевими,
технологічними при перероблення на вироби, мають
високий рівень хімічної стійкості та зносостійкості,
відносно непогані теплофізичні та фізико-механічні
властивості. При цьому залежно від вибору полімерної основи, наповнювачів та модифікаторів можна
отримати матеріали з необхідним рівнем властивостей.
Journal of Engineering Sciences, Vol. 4, Issue 1 (2017), pp. F 1–F 7.
F1
F
Елементи сонячного колектора працюють за дії
сонячного випромінювання та ерозійного зношування, а деталі циркуляційного насоса – робочого середовища при фрикційній взаємодії в підшипниках
ковзання і кочення. Тому підбір полімерної матриці
необхідно проводити з урахуванням цих умов експлуатації. Аналіз літературних джерел [1-3] дозволяє зробити висновок, що одним з полімерів, який
задовольняє всі ці умови, є ПК. Завдяки поєднанню
таких унікальних властивостей, як висока міцність,
низька густина, гарні оптичні й теплофізичні властивості, вогнестійкість та зносостійкість вироби з
цього полімеру набули великого поширення в будівництві, машинобудуванні, електроенергетиці, медицині тощо [4, 5].
Вибір ПК та полімерних композиційних матеріалів (ПКМ) на його основі як матеріалів для створення деталей елементів сонячного колектора та циркуляційного насоса обумовлений не лише прийнятним
рівнем їх властивостей, а й невисокою собівартістю
порівняно з такими традиційними матеріалами, як
металеві, фторопластові композити та ін.). Це є наслідком використання більш дешевої сировини й продуктивної технології перероблення їх на вироби.
Для ефективного застосування ПК необхідно
комплексно підходити до створення ПКМ на його
основі з оптимізацією режимів перероблення та фізико-механічних і експлуатаційних властивостей.
Полікарбонат поряд із комплексом унікальних
властивостей має деякі недоліки, а саме відносно
невисокий рівень технологічності при переробленні
на виріб і триботехнічних властивостей. Для усунення цих недоліків до складу полімеру вводять модифікатори та наповнювачі [6, 7]. Тому для створення
ПКМ на основі полікарбонату ми вибрали як наповнювач графіт, а модифікатор – кремнійорганічний
каучук. Графіт часто застосовують для покращання
триботехнічних властивостей полімерів [8–10]. Його
використання більш ефективне порівняно з іншими
твердими мастилами, такими як дисульфід молібдену, нітрид бору, фторопласт-4 тощо.
Вибір кремнійорганічного каучуку як модифікатора обумовлений тим, що додавання його до складу
композитів покращує поверхневу взаємодію між полімером та наповнювачами [11]. Водночас кремнійорганічні модифікатори сприяють підвищенню текучості розплавів полімерів, що покращує їх умови перероблення на вироби [12]. Завдяки високій теплостійкості вони можуть успішно перероблятись у вироби сумісно з полікарбонатом без термічного розкладання.
Як матричний полімер вибраний полікарбонат
(ПК) марки Lexan. Основні характеристики цього
матеріалу наведені в таблиці 1.
Як наповнювач вибраний колоїдний графіт марки С-1 (ТУ-113-08-48-63-90). Графіт марки «С» використовують як добавку при створенні змащувальних
матеріалів та композитів для вузлів тертя. Основні
характеристики графіту С1 наведені в таблиці 2.
Як модифікатор використовували каучук синтетичний термостійкий низькомолекулярний СКТН
марки А (ГОСТ 13835-73). У таблиці 3 наведені його
основні характеристики.
F2
Issues of Materials
Таблиця 1 – Основні характеристики виробів із полікарбонату
Характеристика
Значення
Густина, кг/м3
1 200
Міцність при стисканні, МПа
80
Ударна в’язкість, кДж/м2
80
Робочі температури експлуатації, °С
–40 до 130
Таблиця 2 – Основні характеристики графіту
Характеристика
Значення
Основний розмір частинок, мкм
7,0–10,0
Вагова частка золи, %, не більше
1,0
Вагова частка вологи, %, не більше
0,5
Залишок на сітці № 0063, %, не більше
0,3
Таблиця 3 – Основні характеристики каучуку синтетичного термостійкого низькомолекулярного
Характеристика
Значення
Зовнішній вигляд
В’язка рідина
Умовна в’язкість, с
90–150
Втрата ваги при 150 °С, %,
2
не більше
Термостабільність при 250 °С, %,
2
не більше
Показник текучості розплаву (ПТР) вимірювали
згідно з ГОСТом 11645-73 за температури перероблення ПК 280 °С.
Стійкість полімерних композиційних матеріалів
(ПКМ) до дії температури визначали за допомогою
термогравіметричного
аналізу
відповідно
до
ISO 11358.
Триботехнічні характеристики ПКМ при фрикційній взаємодії зі сталлю визначали на машині тертя СМЦ-2. Дослідження проводили за схемою диск–
колодка. Режими тертя: питоме навантаження – від
1–4 МПа, швидкість ковзання – 0,75 м/с. Матеріал
диска – сталь 45 із шорсткістю робочої поверхні
Ra = 0,32 мкм та твердістю 45–50 HRC.
Напруження під час стискання при межі текучості та модуль пружності визначали згідно з ISO 604.
2. ОСНОВНА ЧАСТИНА
2.1. Результати досліджень
Виготовлення виробів із розроблених ПКМ на основі полікарбонату можна здійснювати методом лиття під тиском та екструзією з в’язкотекучого стану.
Тому важливо дослідити вплив кремнійорганічного
каучуку та графіту на в’язкісні характеристики розплаву розроблених композицій. У сучасній технологічній практиці для визначення таких характеристик великого поширення набув ПТР. За допомогою
цього показника найбільш просто оцінювати текучість та моделювати реальний процес перероблення
полімерів. Чим більші значення ПТР, тим полімерний матеріал є більш технологічним під час перероблення на вироби. На рисунку 1 наведені результати
експериментальних досліджень ПТР для ПК та
ПКМ на його основі.
Як свідчать наведені результати досліджень, наявність у складі ПК кремнійорганічного модифікатора та графіту підвищує технологічність під час
перероблення ПКМ на вироби за рахунок значного
зменшення в’язкості їх розплаву. Це відбувається
внаслідок впливу СКТН та графіту на процеси структуроутворення при переробленні ПК.
Графічна залежність ln від 1/Т має вигляд прямих, тангенс кута нахилу яких дає можливість розраховувати U за рівнянням
U  tg  R,
(3)
де α – кут нахилу одержаних прямих.
Розрахункові значення енергії активації в’язкої
течії для ПК та ПКМ на його основі порівняно з великотоннажними полімерами наведені в таблиці 4.
Рисунок 1 – Показник текучості розплавів (ПТР)
вихідного ПК (1) та композитів на його основі: 2 –
98 % ПК + 2 % СКТН; 3 – 95 % ПК + 5 % СКТН; 4 –
95 % ПК + 2 % СКТН + 3 % графіт; 5 – 93 % ПК + 2 %
СКТН + 5 % графіт; 6 – 88 % ПК + 2 % СКТН + 10 %
графіт; 7 – 78 % ПК + 2 % СКТН + 20 % графіт
У результаті розміщення на поверхні надмолекулярних утворень ці речовини сприяють полегшенню
переміщення структур у процесі деформування за
температур, коли композит перебуваює у в’язкотекучому стані. Макромолекули модифікатора відрізняються значною гнучкістю, рухомістю та високою
термічною стабільністю, що полегшує їх проникнення між структурними утвореннями та сприяє зменшенню енергії міжмолекулярної взаємодії в матричному полімері.
З отриманих ПТР та попередніх експериментів
[8] для подальших досліджень вибрані такі ПКМ:
98 % ПК + 2 % СКТН; 88 % ПК + 2 % СКТН +
+ 10 % графіт.
Для порівняння технологічності під час перероблення на виріб ПК та ПКМ на його основі з великотоннажними полімерами є важливим визначення
енергії активації в’язкої течії їх розплаву. Значення
цього параметра визначають в’язкісні характеристики і, як наслідок, технологічність при переробленні
на вироби. Відповідно до теорії Я. Френкеля і
Г. Ейринга [13] в’язка течія рідин обумовлена переміщенням окремих сегментів молекул у сусідні не
зайняті вакансії в результаті флуктуації руху під
дією теплової енергії. В’язка течія виникає тоді, коли
на рідину діє певне зусилля. Особливістю її є те, що
ланцюги макромолекул не можуть переміщатися як
єдине ціле, і деформація в’язкої течії відбувається
внаслідок послідовного переміщення сегментів макромолекул.
Якщо кількість сегментів не змінюється з температурою, то закономірності, що визначають імовірність переміщення, будуть характеризувати зміну
в’язкості, яка визначається за формулою
U
  A  e RT ,
(1)
де  – ефективна в’язкість; А – передекспоненціальний множник, що залежить від в’язкості та молекулярної ваги полімеру; Т – температура; R – універсальна газова стала; U – енергія активації в’язкої
течії.
Виконанням операції логарифмування виразу (1)
одержуємо
ln  ln A 
U 1
 .
R T
Таблиця 4 – Значення енергії активації в’язкої течії
деяких великотоннажних полімерів та розроблених
ПКМ
Матеріал
U, кДж/моль
Поліетилен
46
Полістирол
96
Полівінілхлорид
146
Ацетат целюлози
292
Вихідний ПК
92
98 % ПК + 2 % СКТН
61
88 % ПК + 2 % СКТН + 10 % графіт
72
Енергія активації в’язкої течії композитів на основі ПК значно менша, ніж вихідного полімеру та
наближається до таких технологічних при переробленні на виріб пластиків, як поліетилен та полістирол.
В умовах одержання, перероблення та експлуатації виробів із полімерів та ПКМ на їх основі може
відбуватися деструкція, тобто руйнування молекул.
Деструкція може проходити під дією тепла, кисню,
хімічних агентів (зокрема, води), світла, випромінювань високої енергії, механічних напружень тощо як
окремо, так і в сукупності. Вона супроводжується
зменшенням молекулярної ваги, виділенням газоподібних і низькомолекулярних продуктів, зміною фарбування матеріалу та появою запаху. Деструкція
може супроводжуватися не лише руйнуванням макромолекул, а й зшиванням (структуруванням), тобто
утворенням поперечних хімічних зв’язків між макромолекулами, що спричиняє збільшення в’язкості
розплаву. У результаті цього деструкція полімерів
при переробленні призводить до порушення стабільності їх властивостей. Тому знаходження температури початку активної деструкції полімерів та ПКМ на
їх основі є одним із головних завдань при визначенні
технологічного процесу перероблення на вироби. З
цією метою проведено термогравіметричний аналіз
ПК та розроблених ПКМ на його основі (рисунок 2).
Як конструкційний матеріал із високими показниками фізико-механічних властивостей вихідний
полікарбонат має низькі триботехнічні властивості
при фрикційній взаємодії зі сталлю, особливо у вузлах, що працюють без змащування. Тому було цікаво
дослідити вплив дрібнодисперсного графіту на тертя
та зношування ПКМ на основі полікарбонату.
Дослідження залежностей триботехнічних показників від концентрації графіту в складі полікарбонату свідчать про те, що збільшення вмісту графіту
сприяє зниженню коефіцієнта тертя та зменшенню
інтенсивності лінійного зношування (рисунок 3).
(2)
Journal of Engineering Sciences, Vol. 4, Issue 1 (2017), pp. F 1–F 7.
F3
F
F
Рисунок 2 – Термогравіметричні криві ПК (1)
та ПКМ на його основі: 2 – 98 % ПК + 2 % СКТН;
3 – 88 % ПК + 2% СКТН + 10 % графіт
Рисунок 3 – Концентраційні залежності інтенсивності лінійного зношування (Ih) та коефіцієнта тертя (fТР) композитів на основі ПК і графіту
Як свідчать одержані результати наявність графіту в ПКМ приводить до покращання триботехнічних властивостей. Це пояснюється особливістю тертя
та зношування графітових матеріалів. Частинки
графіту під дією навантажень проникають у поверхню сталевого зразка (контртіла), оскільки твердість
їх у напрямку площини спайності більш високого
порядку, ніж у металів. У подальшому ці частинки є
осередками, навколо яких здійснюється нарощування твердої плівки за рахунок проходження процесів
хемосорбції й адсорбції продуктів зношування. Внаслідок цього процес сухого тертя реалізується між
поверхнею полімерного зразка й твердою плівкою,
що утворюється на поверхні сталевого зразка і виконує функцію твердого мастила. Цим і пояснюється
покращання триботехнічних характеристик графітонаповненого полікарбонату при фрикційній взаємодії зі сталлю в режимі тертя без змащування.
Також було досліджено вплив СКТН на триботехнічні властивості полікарбонату, що містить у своєму складі графіт. Як свідчать попередні дослідження, найбільш доцільним є введення до складу полікарбонату до 10 % ваг. графіту. У зв’язку з цим вибрано композицію саме з таким умістом наповнювача.
Досліджено вплив СКТН на тертя та зношування
графітонаповненого полікарбонату. Порівняльний
аналіз одержаних результатів свідчить про те, що
наявність модифікатора позитивно впливає на триботехнічні властивості ПКМ (рисунок 4).
Покращання значень коефіцієнта тертя та інтенсивності лінійного зношування ПКМ, що містять
СКТН, пов’язано з тим, що кремнійорганічний модифікатор має добрі змащувальні властивості. У зоні
тертя він є додатковим мастилом, що сприяє покращанню умов тертя та зношування. Одержані результати досліджень свідчать про те, що розроблені композити можуть бути рекомендовані для впровадження у вузли тертя, що працюють без змащування при
навантаженнях до 3 МПа.
При порівнянні значень коефіцієнтів тертя та інтенсивності лінійного зношування ПКМ на основі
ПК, які ми розробили, з такими традиційними матеріалами триботехнічного призначення, як фторопласти, поліаміди та ПКМ на їх основі [14, 15], можна
зробити висновок, що за своїми триботехнічними
властивостях вони перебувають на одному рівні, однак значно дешевші та більш технологічні при переробленні на вироби.
У зв’язку з тим, що розроблені ПКМ на основі ПК
передбачається застосовувати як матеріали для елементів сонячного колектора та підшипників шестеренчастого насоса, що працюють у жорстких умовах
експлуатації, виконані дослідження їх міцнісних
властивостей (таблиця 5).
а
б
Рисунок 4 – Залежність (а) коефіцієнта тертя (fTP) та (б) інтенсивності лінійного зношування (Ih) від
питомого навантаження (Р), для ПКМ: 1 – 90 % ПК + 10 % графіту; 2 – 88 % ПК + 2 % СКТН + 10 % графіту
F4
Issues of Materials
Таблиця 5 – Фізико-механічні властивості ПК та
ПКМ на його основі
Властивість
напруження
модуль
при межі
пружності
Склад матеріалу
текучості під під час стисчас стисканкання
ня у, МПа
Е, МПа
Полікарбонат
80
1 800
98 % полікарбонат +
73
1 650
+ 2 % СКТН
88 % полікарбонат +
+ 10 % графіт +2 %
61
2 240
СКТН
Як показали результати досліджень, уведення до
складу ПК силіконового каучуку істотно не впливає
на міцнісні властивості ПКМ. Деяке зниження напруження при межі текучості під час стискання та
модуля пружності обумовлено тим, що модифікатор
відіграє роль пластифікатора і відповідно сприяє
підвищенню рухомості структурних елементів полімеру при прикладенні навантаження. Додавання до
складу ПК дисперсного графіту сприяє деякому
зниженню міцнісних властивостей ПКМ, однак їх
значення залишаються на достатньо високому рівні.
3. ВИСНОВКИ
Розроблені ПКМ із високим рівнем технологічності при переробленні на вироби, триботехнічних та
фізико-механічних властивостей для виготовлення
елементів сонячного колектора та підшипників шестеренчастого насоса систем перетворення сонячної
енергії на теплову, використання яких значно зменшить собівартість, підвищить надійність та довговічність у роботі таких систем.
Установлено оптимальний склад ПКМ та вивчено вплив СКТН і графіту на рівень технологічності
при переробленні на вироби, триботехнічні та фізико-механічні властивості розроблених матеріалів.
Polymeric compositional materials based on polycarbonate
for units of devices for transform solar into thermal energy
V. I. Sytar1), K. M. Sukhyy1), O. S. Kabat1), I. I. Nachovnyi1)
1) Ukrainian
State University of Chemical Technologies, 8 Gagarina St., 49005, Dnipro, Ukraine
Modern development of the industry is complicated without introduction of energy-saving technologies
based on renewable natural energy sources. Solar and wind power plants, heat generators, solar collectors
are wide spread in developed countries. One of it is device for transform solar into thermal energy. It is
costly devices with low level of reliability and durability. Therefore actual tasks of this work are reduction
cost of device for transform solar into thermal energy and increase it level of reliability and durability.
These tasks are carried out by the way of substitution the main elements of device for transform solar into
thermal energy by development polymeric compositional materials (PCM). As the polymer matrix is selected polycarbonate. This matrix is modified by silicon rubber and filled by graphite. The silicon rubber
increase technological effectiveness by procedure of obtaining PCM. Graphite significantly increase tribotechnical properties of PCM in friction units with steel. Developed PCM can be recommended for application in main elements of device for transform solar into thermal energy, that lead to increasing of it level of
reliability and durability.
F
Keywords: energy-saving equipment, reliability and durability, polymer matrix, filler, modifier, polymeric
compositional materials, technological effectiveness, tribotechnical and physical-mechanical properties.
Journal of Engineering Sciences, Vol. 4, Issue 1 (2017), pp. F 1–F 7.
F5
Полимерные композиты на основе поликарбоната для изготовления
элементов преобразования солнечной энергии в тепловую
В. И. Ситар1), К. М. Сухий1), О. С. Кабат1), И. И. Начовный1)
1) Украинский
государственный химико-технологический университет,
ул. Гагарина, 8, 49005, г. Днепр, Украина
Современное развитие промышленности затруднено без внедрения энергосберегающих
технологий, основанных на использовании возобновляемых природных источников энергии. В
передовых странах все большее распространение получают ветровые, гидро- и солнечные
электростанции, тепловые генераторы, солнечные коллекторы и т. д. Одним из таких устройств
являются системы преобразования солнечной энергии в тепловую. Они достаточно дорогие и не
обладают необходимым уровнем надежности и долговечности. Поэтому актуальной задачей является
снизить их стоимость и повысить надежность и долговечность в работе. Эта задача выполняется за
счет замены материалов конструкционного и триботехнического назначения основных элементов
таких систем на разработанные полимерные композиционные материалы (ПКМ). В качестве
полимерной матрицы для их создания был выбран поликарбонат. Для улучшения технологичности
при переработке в изделие его модифицировали кремнийорганическим каучуком. Это привело к
уменьшению вязкости расплава и расширило интервал температур переработки. С целью улучшения
триботехнических свойств полученные ПКМ наполняли графитом, что привело к значительному
уменьшению коэффициента трения и интенсивности линейного износа разработанных материалов в
сравнении с исходным полимером. В результате проведения работы были получены ПКМ с высоким
уровнем технологичности при переработке в изделия, триботехнических и физико-механических
свойств, детали из которых, можно рекомендовать к внедрению в системы преобразования солнечной
энергии в тепловую, что позволит уменьшить стоимость и повысить надежность и долговечность
энергосберегающего оборудования.
Ключевые слова: энергосберегающее оборудование, надежность и долговечность, полимерная
матрица, наполнитель, модификатор, полимерные композиционные материалы, технологичность,
триботехнические и физико-механические свойства.
СПИСОК ВИКОРИСТАНИХ ДЖЕРЕЛ
F
1. Илькун В. И. Конструкционные материалы для деталей машин. Книга 1 : cправочно-методическое издание в 2
книгах / В. И. Илькун, Г. А. Ульева, М. Р. Каленов. – Караганда : АО «Карагандинская полиграфия», 2009. – 512 с.
2. Справочник по конструкционным материалам / под
ред. Б. Н. Арзамасова, Т. В. Соловьевой. – Москва : Изд-во
МГТУ им. Н. Э. Баумана, 2005. – 640 с.
3. Полимерные композиционные материалы: структура,
свойства, технология / под ред. А. А. Берлина. – СанктПетербург : Профессия, 2008. – 560 с.
4. Поликарбонат в машиностроении / Л. Н. Магазинова,
В. П. Кестельман, М. С. Акутин, А. М. Карапатницкий. –
Москва : Машиностроение, 1971. – 174 с.
5. Буря А. И. Применение полимерных материалов и
композитов на их основе в автомобилестроении : монография / А. И. Буря, О. П. Чигвинцева. – Днепропетровск :
Изд-во «Федорченко А. А.», 2010. – 236 с.
6. Бондалетова Л. И. Полимерные композиционные материалы
:
монография
/
Л.
И.
Бондалетова,
В. Г. Бондалетов. – Томск : Изд-во Томского политехнического университета, 2013. – 118 с.
7. Курта С. А. Наповнювачі – синтез, властивості та використання / С. А. Курта. – Івано-Франківськ : Вид-во Прикарпатського національного ун-ту ім. В. Стефаника, 2012. –
296 с.
8. Оптимизация состава композиции по комплексу триботехнических характеристик / В. И. Сытар, И. М. Кузяев,
А. И. Буря и др. // Трение и износ. – 2004. – Т. 25, № 2. С. 219–222.
F6
Issues of Materials
9. Wear reduction mechanism of graphite and MoS2 in epoxy
composites / X. Li, Y. Gao, J. Xing et al. // Wear. –
2004. – Vol. 257. - P. 279–283.
10. Polyethylene,
Grafted
polyethylene,
Graphite
nanocomposites: Preparation, structure and electrical
properties / J.-W. Shen, W.-Yi Huang, S.-W. Zuo, J. Hou //
Journal of Applied Polymer Science. – 2005. – Vol. 97. – P. 51–
59.
11. Park Y.-W. Mechanical, surface, and thermal properties of
polyamideimide-polydimethylsiloxane nanocomposites fabricated be sol-gel process / Y.-W. Park, D.-S. Lee,
S.-H. Kim // Journal of Applied Polymer Science. - 2004. –
Vol. 91. – P. 1774–1783.
12. Ситар В. І. Дослідження реології розплаву модифікованих систем на основі фенілону / В. І. Ситар, І. М. Кузяєв,
Д. С. Данилін // Вопросы химии и химической технологии. – 2003. – № 2. – С. 104–107.
13. Бартеньев Г. М. Определение энергии активации вязкого течения полимеров по экспериментальным данным /
Г. М. Бартеньев // Высокомолекулярные соединения. –
1964. – № 2. – С. 335–340.
14. Кабат О. С. Исследование свойств триботехнических
композитов на основе фенилона и фторопласта /
О. С. Кабат, В. И. Сытар, А. Н. Дудка // Вопросы химии и
химической технологии. – 2010. – № 2. – С. 57–60.
15. Дослідження триботехнічних характеристик полімерних композитів для термонавантажених вузлів тертя машин і апаратів хімічного обладнання / А. М. Дудка,
В. І. Ситар, І. І. Начовний, О. С. Кабат // Вопросы химии и
химической технологии. – 2010. – № 6. – С. 148–151.
REFERENCES
1. Ilkun, V. I., Uleva, G. A., Kalenov, M. R. (2009).
Konstruktsionnyie
materialyi
dlya
detaley
mashin.
[Constructional materials for details of machines and
mechanisms]. Book 1. Karaganda : AO “Karagandinskaya
poligrafiya” [in Russian].
2. Arzamasov, B. N., Soloveva, T. V. (2005). Spravochnik po
konstruktsionnyim materialam [Reference book of constructional materials]. Moskow : N. E. Bauman MGTU Publishing
House [in Russian].
3. Berlin, A. A. (2008). Polimernyie kompozitsionnyie
materialyi: struktura, svoystva, tehnologiya [Polymeric
composite materials: structure, properties, technology]. SaintPetersburg : Professiya [in Russian].
4. Magazinova, L. N. (1971). Polikarbonat v mashinostroenii
[Polycarbonate in mechanical engineering]. Moskow : Mashynostroyeniy [in Russian].
5. Burya, A. I., Chigvintseva, O. P. (2010). Primenenie
polimernyih materialov i kompozitov na ih osnove v
avtomobilestroenii: monografiya [Usage of polymeric
materials and composites based on it in automobile industry:
monograph]. Dnepropetrovsk: Fedorchenko A. A. Publishing
House [in Russian].
6. Bondaletova, L. I., Bondaletov, V. G. (2013). Polimernyie
kompozitsionnyie
materialyi:
monografiya
[Polymeric
composite materials: monograph]. Tomsk : Tomsk Polytechnic
University [in Russian].
7. Kurta, S. A. (2012). Napovnyuvachi – syntez, vlastyvosti
ta vykoristannya [Fillers – synthesis, properties and
application]. Ivano-FrankIvsk : V. Stefanyk Precarpathian
National University [in Ukraine].
8. Sytar, V. I., Kuzyaev, I. M., Burya, A. I. (2004).
Optimizatsiya sostava kompozitsii po kompleksu tribotehnicheskih harakteristik [Optimization of structure of
composition on a complex of tribotechnical properties].
Friction and Wear, Vol. 25, No. 2, 219–222 [in Russian].
9. Li., X., Gao, Y., Xing, J. (2004). Wear reduction
mechanism of graphite and MoS2 in epoxy composites. Wear,
Vol. 257, 279–283.
10. Shen, J.-W., Zuo, S.-W., Hou, J. (2005). Polyethylene,
Grafted polyethylene, Graphite nanocomposites: Preparation,
structure and electrical properties. Journal of Applied
Polymer Science, Vol. 97, 51–59.
11. Park, Y.-W., Lee, D.-S., Kim, S.-H. (2005). Mechanical,
surface, and thermal properties of polyamideimidepolydimethylsiloxane nanocomposites fabricated be sol-gel
process. Journal of Applied Polymer Science, Vol. 91, 1774–
1783.
12. Syitar, V. I., Kuzyaev, I. M., DanilIn, D. S. (2003).
Doslidzhennya reologii rozplavu modyfikovanyh system na
osnovi fenilonu [Research of a rheology of fusion of the
modified systems basic on fenilon]. The issues of chemistry
and chemical technology, Vol. 2, 104–107 [in Ukraine].
13. Bartenev, G. M. (1964). Determination of energy of activation of a flow of polymers on experimental data. Vysokomolekulyarnyie soedineniya. Polymer Science, Vol. 2, 335–340 [in
Russian].
14. Kabat, O. S. (2010) Issledovanie svoystv tribotehnicheskih
kompozitov na osnove fenilona i ftoroplasta [Research properties of tribotechnical materials based on fenilon and teflon].
The issues of chemistry and chemical technology, 2, 57–60 [in
Russian].
15. Dudka, A. M. (2010) Doslidzhennya trybotekhnichnykh
kharakterystyk polimernykh kompozytiv dlya termonavantazhenykh vuzliv tertya mashyn i aparativ khimichnoho
obladnannya [Research of tribotechnical properties of composites for hard loading units of machines and mechanisms]. The
issues of chemistry and chemical technology, Vol. 6, 148–151
[in Ukraine].
F
Journal of Engineering Sciences, Vol. 4, Issue 1 (2017), pp. F 1–F 7.
F7
JOURNAL OF ENGINEERING SCIENCES
ЖУРНАЛ ІНЖЕНЕРНИХ НАУК
ЖУРНАЛ ИНЖЕНЕРНЫХ НАУК
Web site: http://jes.sumdu.edu.ua
Volume 4, Issue 1 (2017)
УДК 621.9.025.7
Контактные напряжения на передней поверхности инструментов, оснащенных
композитами на основе кубического нитрида бора, при точении закаленной стали
С. А. Клименко1), С. Ан. Клименко1), А. С. Манохин1),
Ю. А. Мельнийчук1), М. Ю. Копейкина1), А. А. Чумак1)
1) Институт
сверхтвёрдых материалов им. В. Н. Бакуля НАН Украины,
ул. Автозаводская, 2, 04074, г. Киев, Украина
Article info:
Paper received:
The final version of the paper received:
Paper accepted online:
Correspondent Author’s Address:
April 9, 2017
May 25, 2017
May 29, 2017
atmu@meta.ua
В работе представлены результаты экспериментальных исследований по определению
геометрических параметров зоны контакта стружки с передней поверхностью инструментов, а также
усадки стружки при чистовом точении закаленной стали ХВГ инструментами, оснащенными
композитами из поликристаллических сверхтвердых материалов cBN-Si3N4 (3–5 % об.) и cBN-Si3N4
(3–5 % об.)-TiC (45 % об.) с различным содержанием кубического нитрида бора. На основе
экспериментально установленных значений составляющих сил резания выполнен теоретический
расчет уровня максимальных нормальных и касательных контактных напряжений для двух типов
инструментов: с высоким (BH) и низким (BL) содержанием бора, а также показан характер их
распределения вдоль участка контакта стружки с передней поверхностью инструментов. Показано,
что при точении закаленной стали ХВГ инструментом с композитом группы BL в зоне контакта
возникают нормальные напряжения до 3,0 ГПа и касательные – 0,18 ГПа при скорости резания
200 м/мин, при точении инструментом с композитом группы BH – 2,1 ГПа и 0,58 ГПа соответственно
при скорости резания 100 м/мин.
F
Ключевые слова: режущий инструмент, поликристаллический сверхтвердый композит, кубический
нитрид бора, усадка стружки, контактные напряжения, точение, закаленная сталь.
1. ВВЕДЕНИЕ
Совершенствование технологий механической
обработки изделий из конструкционных материалов,
в том числе закаленных сталей, связано с
повышением
производительности
за
счет
увеличения скорости резания, что, в свою очередь,
обусловлено
созданием
новых
режущих
инструментов с применением высокоэффективных
инструментальных
композитов,
таких
как
сверхтвердые материалы (ПСТМ) на основе
кубического нитрида бора (cBN) [1].
Согласно стандарта ISO 513-2012 композиты на
основе cBN в зависимости от содержания последнего
делятся на две группы – BH, BL. Композиты группы
BH – с 70–95 % об. cBN являются существенно
монофазными по своей структуре. К группе BL
относятся композиты с 40–65 % об. сBN. Матрица,
дисперсность структуры которой соответствует
субмикронному диапазону, мультифазная и имеет
сложный химический состав на основе керамических
компонент с TiN, Ti(C, N), TiC, TaN, TiB2, Si3N4, SiC,
МАХ-фаз.
Отличие химических составов и физикомеханических свойств композитов обуславливает
особенности эффективного применения оснащенных
ими режущих инструментов.
F8
Issues of Materials
Высокая
твердость,
модуль
упругости,
трещиностойкость и теплопроводность позволяет
инструментам из композитов группы BH эффективно
обрабатывать закаленные стали на скоростях
резания до 120–150 м/мин. Дальнейшее увеличение
скорости резания приводит к снижению стойкости
инструмента в связи с увеличением температуры
резания и интенсификации процессов химического
взаимодействия
на
контактных
участках
инструмента.
В сравнении с ПСТМ группы BH композиты
группы BL имеют меньшие модуль упругости и
теплопроводность, но при этом характеризуются
меньшей
интенсивностью
химического
взаимодействия с обрабатываемым материалом при
высоких температурах, что позволяет оснащать ими
режущие инструменты, которые способны проводить
чистовую токарную обработку закаленных сталей со
скоростями резания до 270–300 м/мин [2].
Нужно отметить, что последнее во многом
определяется
особенностями
контактного
взаимодействия инструмента со стружкой в зоне
резания, в частности различными напряжениями на
контактных
участках
инструментов,
что
и
обусловливает интенсивность их изнашивания.
Возможности совершенствования композитов
инструментального
назначения
связаны
с
расширением
представлений
о
процессах,
протекающих на контактных участках инструментов
в зоне резания, в частности с представлениями об
особенностях их напряженного состояния, что дает
дополнительную информацию для сформирования
комплекса требований, предъявляемых к физикомеханическим
свойствам
такого
композита,
реализация
которых
обусловливает
работоспособность инструментов в эксплуатации.
В настоящее время в технической литературе
имеется
гамма
публикаций,
отражающих
результаты
экспериментальных
и
модельных
исследований напряженного состояния режущих
инструментов [3–7], однако, результаты работ по
изучению напряженного состояния инструментов,
оснащенных ПСТМ на основе cBN, в зависимости от
содержания последнего авторам настоящей работы
неизвестны. Учитывая перспективность и различные
области применения инструментов, оснащенных
ПСТМ групп BH и BL, такие исследования весьма
актуальны как с научной, так и практической точки
зрения. Их результаты важны для решения задач
как
создания
композитов
инструментального
назначения, так и оценки работоспособности
оснащенных ими инструментов в эксплуатации.
Целью данной работы являлось исследование
контактных напряжений на передней поверхности
инструментов
из
поликристаллических
сверхтвердых материалов на основе сBN с
различным содержанием последнего.
2. ОСНОВНАЯ ЧАСТЬ
2.1. Методика исследований
Экспериментальные исследования проводились
на токарно-винторезном станке ФТ-11 при чистовом
точении образцов из закаленной стали ХВГ
(60–62 HRC)
инструментами
с
механическим
креплением сменных неперетачиваемых пластин
RNMN 0703T из ПСТМ на основе cBN групп BH –
cBN-Si3N4 (3–5 % об.) и BL – cBN-Si3N4 (3–5 % об.)-TiC
(45 % об.).
Зона контакта стружки с передней поверхностью
инструмента
характеризуется
длиной
(L)
и
площадью контакта (А), активной длиной режущей
кромки (b). Для четкой визуализации зоны контакта,
на режущие пластины методом вакуумно-дугового
напыления наносилось информационное покрытие
из алюминия толщиной 2 мкм.
Составляющие
силы
резания
измерялись
универсальным динамометром УДМ-600 (ОАО
ВНИИинструмент»,
Россия),
входящим
в
аппаратный комплекс, позволяющий в режиме
online фиксировать уровень составляющих силы
резания. Динамометр откалиброван эталонным динамометром ДОСМ-200.
При выделении составляющих силы резания,
действующих на задней поверхности инструмента,
выполнялась их экстраполяция на нулевую толщину
среза.
Поперечная усадка стружки ξ определялась
экспериментально по зависимости
ξ  acт acp ,
(1)
где аст – средняя толщина стружки в поперечном
сечении; aср – средняя расчетная толщина сечения
среза
acp  S 
t
,
b
(2)
где b – активная длина режущей кромки; для
инструмента с круглой режущей пластиной
находится по формуле
 r t 
S
b  r  a cos 
  a sin  ,
 r 
r
(3)
где r – радиус при вершине инструмента (радиус
режущей пластины).
Толщина стружки аст определялась по ее
поперечному шлифу на микроскопе Neophot 21.
Микроскопические исследования длины контакта
стружки (L) с передней поверхностью инструмента
выполнялись с помощью микроскопов Neophot 21 и
MicroViev U500X.
Значение контактных напряжений на передней
поверхности
инструмента
определялись
по
экспериментальным данным о составляющих силы
резания и площади контакта инструмента со
стружкой по методике, изложенной в [8].
2.2. Результаты исследований
Результаты
исследования
геометрических
параметров
контактных
зон
на
передней
поверхности инструментов, оснащенных ПСТМ на
основе cBN, представлены на рис. 1–2, а также в
табл. 1.
Использование
инструментов
с
информационным покрытием позволило четко
выделить исследуемые участки инструментов и
определить их геометрические параметры.
Анализ результатов проведенных исследований
показывает, что для инструментов из композитов
cBN-Si3N4 (3–5 % об.) и сBN-Si3N4 (3–5 % об.)-TiC
(45 % об.)
увеличение
подачи
приводит
к
увеличению длины контакта стружки с передней
поверхностью
инструмента,
что
обусловлено
увеличением толщины среза. При этом коэффициент
усадки стружки снижается вследствие увеличения
температуры резания.
При использовании инструментов группы BL
следует отметить меньшие значения длины контакта
в сравнении с инструментами из ПСТМ группы BH,
что
объясняется
комплексным
изменением
параметров процесса резания – увеличением
температуры обработки и изменением условий
трения на контактных участках инструмента.
Исследования
показали,
что
при
работе
инструментами двух типов со скоростью резания
100 м/мин (рис. 2) коэффициенты усадки стружки (ζ)
имеют близкие значения, что говорит о почти
одинаковой степени пластической деформации в
зоне резания. При увеличении скорости резания до
200 м/мин (рис. 2) коэффициент усадки стружки для
инструмента с низким содержанием нитрида бора
уменьшается, что связано с более благоприятными
условиями стружкообразования – уменьшением
степени деформации материала на контактной
поверхности инструмента и увеличением скорости
схода
стружки
по
передней
поверхности
инструмента,
в
результате
чего
снятие
припуска реализуется при меньшей силе резания.
Journal of Engineering Sciences, Vol. 4, Issue 1 (2017), pp. F 8–F 14.
F9
F
а
б
в
г
д
е
ж
з
и
F
к
Рисунок 1 – Контактные участки инструментов из ПСТМ на основе cBN групп BH (а–г) и BL (д–к):
а–ж – v = 100 м/мин; з–к – v = 200 м/мин; а, д, з – S = 0,1 мм/об; б – S = 0,12 мм/об; в – S = 0,14 мм/об; г – S = 0,16 мм/об;
е, и – S = 0,19 мм/об; ж, к – S = 0,29 мм/об; а–г – Neophot 21, 160; д–к – MicroViev U500X, 100
а
б
в
Рисунок 2 – Зависимость длины контакта стружки с передней поверхностью инструмента (1) и коэффициента
усадки стружки (2) от подачи при точении инструментом из ПСТМ на основе cBN:
(а, б – v = 100 м/мин; в – v = 200 м/мин): а – группы BH; б, в – группы BL
F 10
Issues of Materials
Таблица 1 – Коэффициент усадки стружки, длина
контакта стружки с передней поверхностью и
активная длина режущей кромки инструментов
v,
S,
t,
b,
ПСТМ
ζ
L, мм
м/мин
мм/об
мм
мм
0,10
3,7
0,195 1,25
0,12
3,3
0,203 1,31
BH
0,14
3,0
0,214 1,32
0,16
2,9
0,230 1,35
100
0,10
4,0
0,073 1,45
0,14
3,8
0,078 1,47
0,19
3,5
0,085 1,50
0,2
0,24
3,2
0,110 1,57
0,29
3,1
0,160 1,65
BL
0,10
3,5
0,064 1,44
0,14
2,9
0,068 1,50
200
0,19
2,6
0,076 1,53
0,24
2,1
0,102 1,56
0,29
1,9
0,139 1,70
Экспериментальные
значения
главных
составляющих силы резания для исследуемых типов
инструментов в зависимости от скорости резания и
подачи представлены в табл. 2.
Для определения напряженного состояния
инструмента в зоне контакта со стружкой
использован метод определения средних значений
касательных (qF) и нормальных (qN) напряжений по
экспериментально определенным составляющим
силы резания и длине контакта стружки с передней
поверхностью (L). Напряжения рассчитывались по
зависимостям
Зная размер пятна контакта и значение главных
составляющих силы резания можно определить
уровень напряжений, действующих на передней
поверхности режущего инструмента. Результаты
расчетов приведены на рис. 3.
Расчеты показали (рис. 3 а), что в случае
использования инструментов с ПСТМ группы BH,
величина максимальных нормальных напряжений в
диапазоне скоростей 90–180 м/мин монотонно
снижается и находится в пределах 1,80–0,75 ГПа,
что объясняется более интенсивным снижением
нормальной составляющей силы резания по
сравнению с уменьшением длины контакта
передней поверхности инструмента со стружкой.
Тангенциальная
составляющая
контактных
напряжений монотонно снижается при увеличении
скорости резания, что связано с ростом температуры
резания и составляет от 1,2 до 0,5 ГПа в зависимости
от скорости обработки.
Анализ результатов расчетов, проведенных для
инструментов с низким содержанием cBN (рис. 3 б)
показывает, что уровень эквивалентных (qΣ)
и
нормальных (qN) напряжений монотонно возрастает
с увеличением скорости резания и имеет в среднем
на 30 % большие значения напряжений по
сравнению с напряжениями, имеющими место при
работе инструментом, оснащенным композитом cBNSi3N4 (3–5 % об.). При этом следует отметить, что
инструменты группы BL работают со значительно
большими скоростями резания.
qF 
N
F
и qN 
,
bL
bL
(4)
где N, F – нормальная сила N и сила трения F,
действующие на передней поверхности инструмента
соответственно.
Многочисленные исследования показали, что
нормальные
и
касательные
напряжения
распределяются вдоль контакта стружки с передней
поверхностью
неравномерно.
Нормальные
напряжения
у
режущей
кромки
достигают
максимума, а в точке отрыва стружки от резца они
равны нулю. Касательные напряжения, наоборот,
имеют более равномерное распределения у режущей
кромки и в середине контакта остаются относительно
постоянными, а в точке отрыва стружки они
снижаются к нулю.
Таблица 2 – Экспериментальные значения составляющих силы резания
S,
ПСТМ v, м/мин
t, мм
Py, Н Pz, Н
мм/об
90
205
105
120
148
85
BH
0,14
150
120
72
180
102
65
0,2
160
100
90
200
120
80
BL
0,10
250
100
100
300
120
100
а
б
Рисунок 3 – Зависимость максимальных нормальных (qN), касательных (qF) и эквивалентных
( q  q N2  q F2 ) контактных напряжений от скорости резания при точении
(S = 0,14 мм/об; t = 0,2 мм) инструментами из композитов
cBN-Si3N4 (3–5 об. %) (а) и cBN-Si3N4 (3–5 об. %)-TiC (45 об. %) (б)
Journal of Engineering Sciences, Vol. 4, Issue 1 (2017), pp. F 8–F 14.
F 11
F
F
Отмеченный эффект связан с тем, что при работе
инструмента с низким содержанием cBN с
увеличением скорости резания длина контакта
стружки с передней поверхностью инструмента
интенсивно уменьшается при относительно высоком
значении нормальной составляющей силы резания,
в результате чего нормальные напряжения
увеличиваются и достигают среднего значения
2,0 ГПа.
Что касается касательных напряжений, которые
в нашем случае находились в диапазоне от 0,52 до
0,13 ГПа в зависимости от скорости обработки, то они
имеют в среднем в 2,0–2,5 раза меньшие значения в
сравнении с инструментами группы BH, что
объясняется более высокой температурой резания
(1 200–1 300 °С), характерной для скорости резания
200–300 м/мин, в результате чего в зоне резания
обрабатываемый
материал
размягчается,
что
приводит к значительному снижению уровня
касательных напряжений.
Для
установления
закона
распределения
нормальных и касательных напряжений вдоль зоны
контакта стружки с передней поверхностью
инструмента
используются
различные
экспериментальные методы. Нужно отметить, что с
их помощью удается получить достоверные значения
распределения напряжений только на расстоянии
0,15–0,20 мм от вершины резца [9]. При этом
считается, что нормальные контактные напряжения
σN имеют наибольшую величину у вершины лезвия
инструмента, монотонно снижаясь до нуля по мере
удаления от нее.
Что
касается
характера
распределения
касательных контактных напряжений, то их
принято считать практически постоянными на
участке пластического контакта, а на участке
упругого контакта касательные напряжения плавно
снижаются до нуля.
Зная размер участков контакта и уровень
контактных напряжений, можно построить эпюры
распределения
нормальных
и
касательных
контактных напряжений на передней поверхности
инструмента (рис. 4).
Анализ эпюр распределения напряжений по
длине контакта стружки с передней поверхностью
инструментов из ПСТМ группы BL показывает, что
нормальные
напряжения
достигают
3,0 ГПа
(рис. 4 в), для инструментов из композита группы
BH – 2,1 ГПа
(рис. 4 а).
Увеличение
уровня
нормальных напряжений при работе инструментами
с низким содержанием cBN объясняется тем, что при
высоких скоростях резания происходит интенсивное
уменьшение длины контакта стружки с передней
поверхностью инструмента, при этом составляющие
силы резания почти не меняются и находятся в
диапазоне значений 100–120 Н, в результате чего
нормальные напряжения возрастают.
Что касается касательных напряжений, то их
уровень для инструментов из композита группы BL
имеет меньшие значения – 0,18 ГПа (рис. 4 г) по
сравнению с инструментами из ПСТМ группы BH –
0,58 ГПа (рис. 4 б). Такой характер изменения
касательных напряжений на контактном участке
передней поверхности инструмента, оснащенного
композитом с низким содержанием cBN, связан с
двумя причинами. В связи с пониженным
содержанием cBN композит группы BL обладает
меньшей теплопроводностью в сравнении с ПСТМ с
высоким содержанием cBN, что обусловливает более
интенсивный отвод тепла в стружку. В совокупности
с высокой температурой резания в контактной зоне,
отвечающей используемому диапазону скоростей
резания, это способствует снижению механических
свойств обрабатываемого материала в тонком
приконтактном слое стружки, изменению условий
трения в контактной зоне, вследствие чего
снижаются касательные контактные напряжения.
а)
б)
в)
г)
Рисунок 4 – Распределение нормальных (а, в) и касательных (б, г) напряжений вдоль контактного участка передней
поверхности инструментов из ПСТМ на основе cBN: a, б – группы BH (v = 100 м/мин; S = 0,12 мм/об; t = 0,2 мм);
в, г – группы BL (v = 200 м/мин; S = 0,10 мм/об; t = 0,2 мм)
F 12
Issues of Materials
3. ВЫВОДЫ
Проведенные экспериментальные исследования с
использованием инструментов из композитов cBNSi3N4
(3–5 % об.)
и
cBN-TiC
(45 % об.)-Si3N4
(3–5 % об.),
с
применением
информационного
покрытия,
позволили
количественно
оценить
размеры пятна контакта стружки с передней
поверхностью
инструментов,
определить
коэффициенты усадки стружки в зависимости от
режимов резания.
С
использованием
экспериментально
установленных значений составляющих силы
резания выполнен теоретический расчет уровня
максимальных
нормальных
и
касательных
контактных напряжений для инструментов из
ПСТМ на основе cBN и показан характер их
распределения вдоль участка контакта на передней
поверхности инструмента.
Анализ эпюр распределения нормальных и
касательных
напряжений
вдоль
контактных
участков
на
передних
поверхностях
для
инструментов из композитов на основе cBN групп
BH и BL показал, что при точении инструментами
из ПСТМ с низким содержанием cBN в зоне
контакта возникают нормальные напряжения до
3,0 ГПа и касательные – 0,18 ГПа, при точении
инструментом из композита с высоким содержанием
cBN – 2,1 и 0,58 ГПа соответственно. Увеличение
нормальных напряжений связано с уменьшением
длины
контакта
стружки,
а
касательные
напряжения имеют меньшие значения в связи с
увеличением температуры резания.
Contact stresses on the rake face of cutting tools with PCBN
in turning of hardened steel
S. A. Klimenko1), S. An. Klimenko1), A. S. Manokhin1),
Yu. A. Mel’nichuk1), M. Yu. Kopіeikina1), A. A. Chumak1)
1) V.
Bakul Institute for Superhard Materials of the National Academy of Sciences of Ukraine,
2 Avtozavodskaya St., 04074, Kyiv, Ukraine
The paper presents the results of experimental study of determination of the geometric parameters of
the contact zone of the chips with the rake face of cutting tools, as well as the shrinkage of chips during the
final turning of hardened HVG steel by the tools from polycrystalline superhard materials with different
contents of cubic boron nitride. Based on the experimentally established values of the cutting force components, a theoretical calculation of the level of maximum normal and tangential contact stresses for two
types of tools: with high (BH) and low (BL) boron content has been conducted, and the nature of their distribution along the contact area of the chips with the rake face of the tools is shown. It is shown that during the turning of hardened HVG steel by the tool with composite of the BL group normal stresses up to
3.0 GPa arise in the contact zone and the tangential are 0,18 GPa at a cutting speed of 200 m/min, while
turning by the tool with composite of group BH – 2,1 GPa and 0,58 GPa, respectively, at a cutting speed of
100 m/min.
F
Keywords: cutting tool, polycrystalline superhard composite, cubic boron nitride, chip shrinkage, contact
stresses, turning, hardened steel.
Контактні напруження на передній поверхні інструментів, оснащених
композитами на основі кубічного нітриду бору, при точінні загартованої сталі
С. А. Клименко1), С. Ан. Клименко1), А. С. Манохін1),
І. Г. Мельнийчук1), М. Ю. Копейкіна1), А. А. Чумак1)
1) Інститут
надтвердих матеріалів ім. В. М. Бакуля НАН України,
вул. Автозаводська, 2, 04074, м. Київ, Україна
У статті наведені результат експериментальних досліджень щодо визначення геометричних параметрів зони контакту стружки з передньою поверхнею інструментів, а також усадження стружки при
чистовому точінні загартованої сталі ХВГ інструментами, оснащеними композитами з полікристалічних
надтвердих матеріалів cBN-Si3N4 (3–5 % об.) і cBN-Si3N4 (3–5 % об.)-TiC (45 % об.) з різним вмістом кубічного нітриду бору. На підставі експериментально встановлених значень складових сили різання виконаний теоретичний розрахунок рівня максимальних нормальних і дотичних контактних напружень
для двох типів інструментів: з високим (BH) і низьким (BL) умістом кубічного нітриду бору, а також показаний характер їх розподілу вздовж ділянки контакту стружки з передньою поверхнею інструментів.
Установлено, що під час точіння загартованої сталі ХВГ інструментом з композитом групи BL у зоні контакту виникають нормальні напруження до 3,0 ГПа і дотичні – 0,18 ГПа при швидкості різання
200 м/хв, під час точіння інструментом із композитом групи BH – 2,1 ГПа і 0,58 Па відповідно при
швидкості різання 100 м/хв.
Ключові слова: різальний інструмент, полікристалічний надтвердий композит, кубічний нітрид бору, усадження стружки, контактні напруження, точіння, загартована сталь.
Journal of Engineering Sciences, Vol. 4, Issue 1 (2017), pp. F 8–F 14.
F 13
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННЫХ ИСТОЧНИКОВ
1. Инструменты из сверхтвердых материалов / под ред.
Н. В. Новикова, С. А. Клименко. – Москва : Машиностроение, 2014. – 608 с.
2. Новые инструментально-технологичес-кие разработки
Института сверхтвердых материалов им. В. Н. Бакуля НАН
Украины / С. А. Клименко, В. И. Лавриненко, С. В. Сохань
и др. // Оборудование и инструменты для профессионалов.
– 2017. – № 1. – С. 48–51.
3. Зорев Н. Н. Вопроси механики процесса резания металлов / Н. Н. Зорев. – Москва : Машгиз, 1956. – 318 с.
4. Остафьев В. А. Расчет динамической прочности режущего инструмента / В. А. Остафьев. – Москва : Машиностроение, 1979. – 168 с.
5. Полетика М. Ф. Контактные нагрузки на режущих поверхностях инструмента / М. Ф. Полетика. – Москва : Машиностроение, 1969. – 148 с.
6. Клименко С. Ан. Рoзподіл напружень на передній поверхні різального інструменту із ПНТМ на основі КНБ /
С. Ан. Клименко, С. А. Клименко // Надійність інструменту
та оптимізація технологічних систем : зб. наук. праць. –
Краматорськ : ДДМА, 2015. – Вип. 36. – C. 3–9.
7. Klimenko S. An. Study of the contact zone parameters and
stresses on the rake face of a tool equipped by a cBN-based
PSHM in turning hardened steel / S. An. Klimenko,
A. S. Manokhin, S. A. Klimenko // Journal of Superhard Materials. – 2015. – Vol. 37, No. 2. – Р. 125–131.
8. Розенберг Ю. А.
Резание
материалов
/
Ю. А. Розенберг. – Курган : Изд-во ОАО «Полиграфический
комбинат «Зауралье», 2007. – 294 с.
9. Кушнер В. С. Термомеханическая теория процесса непрерывного
резания
пластических
материалов /
В. С. Кушнер. – Иркутск : Изд-во Иркутского ун-та, 1982. –
180 с.
REFERENCES
F
1. Instrumenti iz sverhtverdih materialov; pod red.
N. V. Novikova / S. A. Klimenko. – M. : Mashinostroenie,
2014. – 608 p. [in Russian].
2. Novie
instrumentalno_tehnologicheskie
razrabotki
Instituta sverhtverdih materialov im. V. N. Bakulya NAN
Ukrainy / S. A. Klimenko, V. I. Lavrinenko, S. V. Sohan et al.
// Oborudovanie i instrumenti dlya professionalov_ – 2017. –
№ 1. – P. 48–51. [in Russian].
3. Zorev N. N. Voprosi mehaniki processa rezaniya metallov /
N. N. Zorev. – Moscow : Mashgiz, 1956. – 318 p. [in Russian].
4. Ostafev V. A. Raschet dinamicheskoi prochnosti
reju_schego instrumenta / V. A. Ostafev. – Moscow :
Mashinostroenie, 1979. – 168 p. [in Russian].
5. Poletika M. F. Kontaktnye nagruzki na rezhushchikh
poverhnostyah instrumenta / M. F. Poletika. – Moscow :
Mashinostroenie, 1969. – 148 p. [in Russian].
F 14
Issues of Materials
6. Klimenko S. An. Rozpodіl naprujen na perednіi poverhnі
rіzalnogo іnstrumentu іz PNTM na osnovі KNB / S. An.
Klimenko, S. A. Klimenko // Nadіinіst іnstrumentu ta
optimіzacіya tehnologіchnih sistem_ Zb. nauk. prac. – Kramatorsk : DDMA, 2015. – Issue 36. – P. 3–9. [in Ukrainian].
7. Klimenko S. An. Study of the contact zone parameters and
stresses on the rake face of a tool equipped by a cBN-based
PSHM in turning hardened steel / S. An Klimenko,
A. S. Manokhin, S. A. Klimenko // Journal of Superhard Materials. – 2015. – Vol. 37, No. 2. – Р. 125–131.
8. Rozenberg Yu. A. Rezanie materialov / Yu. A. Rozenberg. –
Kurgan : PJC “Poligraficheskii kombinat “Zauralye”, 2007. –
294 p. [in Russian].
9. Kushner V. S. Termomehanicheskaya teoriya processa
neprerivnogo
rezaniya
plasticheskih
materialov
/
V. S. Kushner. – Irkutsk : Irkutsk University, 1982. – 180 p.
[in Russian].
JOURNAL OF ENGINEERING SCIENCES
ЖУРНАЛ ІНЖЕНЕРНИХ НАУК
ЖУРНАЛ ИНЖЕНЕРНЫХ НАУК
Web site: http://jes.sumdu.edu.ua/
Volume 4,Issue 1 (2017)
УДК 681.518:004.93.1
Оптимізація контрольних допусків на ознаки розпізнавання під час машинного навчання
М. В. Бібик1), А. С. Довбиш1)
1) Сумський
державний університет, вул. Римського-Корсакова, 2, 40007, Суми, Україна
Article info:
Paper received:
The final version of the paper received:
Paper accepted online:
April 5, 2017
May 6, 2017
May 10, 2017
Correspondent Author’s Address:
bibikm@gmail.com
Розглянуто інформаційно-екстремальний алгоритм навчання здатної навчатися системи підтримання прийняття рішень як складової автоматизованої системи керування енергоблоком теплоелектроцентралі з оптимізацією контрольних допусків на ознаки розпізнавання. У рамках інформаційного
синтезу структуру алгоритму навчання СППР з оптимізацією СКД на ознаки розпізнавання доцільно
розробляти на базі категорійної моделі, яка є відображенням множин, задіяних у машинному навчанні, та є узагальненням орієнтованого графа, в якому ребра є операторами перетворення відповідних множин. Алгоритм інформаційно-екстремального навчання СППР полягає в ітераційній процедурі наближення глобального максимуму інформаційного КФЕ до його граничного значення шляхом
оптимізації параметрів функціонування СППР. Установлено залежність функціональної ефективності машинного навчання СППР від контрольних допусків на ознаки розпізнавання. При цьому недостатньо високе значення КФЕ навчання СППР обумовлює необхідність оптимізації інших параметрів
навчання, що впливають на її функціональну ефективність.
H
Ключові слова: система підтримки прийняття рішень, інформаційно-екстремальний алгоритм, коефіцієнт функціональної ефективності, контрольні допуски на ознаки розпізнавання.
1. ВСТУП
2. ОСНОВНАЯ ЧАСТЬ
Одним із перспективних шляхів підвищення
функціональної ефективності та надійності існуючих
ТЕЦ є застосування інтелектуальних систем керування на основі машинного навчання та розпізнавання образів [1–3]. Але відомі методи інтелектуального аналізу даних мають в основному модельний
характер, оскільки не враховують довільні початкові
умови експлуатації енергогенерувальних блоків,
вплив неконтрольованих збурювальних факторів,
багатовимірність словника ознак і алфавіту класів
розпізнавання. Для усунення цих недоліків доцільним є застосування ідей і методів інформаційноекстремальної інтелектуальної технології (ІЕІтехнології), яка ґрунтується на максимізації інформаційної спроможності здатної навчатися системи
підтримання прийняття рішень (СППР), яка є
обов’язковою складовою автоматизованої системи
керування [4, 5]. У праці [6] розглядалася задача
інформаційно-екстремального синтезу СППР для
керування енергоблоком, але не була досягнута висока функціональна ефективність машинного навчання системи через те, що система контрольних
допусків (СКД) на ознаки розпізнавання не була
оптимальною в інформаційному розумінні.
У
статті
розглядається
інформаційноекстремальний алгоритм навчання здатної навчатися системи підтримання прийняття рішень як
складової автоматизованої системи керування енергоблоком теплоелектроцентралі з оптимізацією контрольних допусків на ознаки розпізнавання.
2.1. Постановлення задачі
Розглянемо формалізоване постановлення задачі
інформаційного синтезу СППР, що навчається. Нехай
задано
алфавіт
класів
розпізнавання
{ X mo | m  1, M } , які характеризують можливі функціональні стани керованого технологічного процесу.
Для алфавіту { X mo } сформовано вхідну багатовимірну навчальну матрицю || ym( j,i) || , в якій рядок є реалізацією образу { ym( j,i ) |i  1, N } , де N  кількість структурованих ознак розпізнавання, а стовпчик матриці  випадкова навчальна вибірка { ym( j,i ) | j  1, n } , де n
 обсяг вибірки. Крім того, відомий структурований
вектор параметрів навчання системи розпізнавати
реалізації деякого класу X mo із заданого алфавіту
gm=<xm, dm,  i >,
(1)
де xm – статистично усереднений двійковий вектор-реалізація (далі просто реалізація) класу X mo ,
який визначає геометричний центр контейнера класу розпізнавання, що відновлюється в радіальному
базисі простору ознак розпізнавання; d m – радіус
контейнера класу X mo в бінарному просторі Хеммінга;
 i – параметр поля контрольних допусків на ознаку
розпізнавання, який дорівнює половині симетрично-
Journal of Engineering Sciences, Vol. 4, Issue 1 (2017), pp. H 1–H 6.
H1
го поля контрольних допусків і визначається відносно базового класу X 1o , що характеризує найбільш
бажаний функціональний стан технологічного процесу.
При
цьому
задано
такі
обмеження:
d m  0; d x m  xc   1, де d xm  xc  – кодова відстань
від центра контейнера класу X m0 до центра контейнера сусіднього класу X c ; i  0; H ,i / 2 , де  H ,i –
нормоване поле допусків, що визначає область значень параметра  i .
Необхідно в процесі навчання визначити оптимальні значення координат вектора параметрів (1),
які забезпечують максимум усередненого за алфавітом класів розпізнавання інформаційного критерію
функціональної ефективності (КФЕ) в робочій (допустимій) області визначення його функції:
*
E 
1
M
M
 max  E
G k
m1 E
(k)
m
,
(2)
де Em( k ) – інформаційний КФЕ навчання СППР
H
розпізнавати реалізації класу X m0 , значення якого
обчислено на k -му кроці навчання; GE – робоча (допустима) область визначення функції КФЕ; k  –
множина кроків навчання (відновлення контейнерів
класів розпізнавання).
На етапі екзамену, тобто безпосередньо в робочому режимі, необхідно прийняти рішення про належність реалізації, що характеризує поточний функціональний стан технологічного процесу, одному із
класів заданого алфавіту і видати рекомендації операторові для прийняття керувальних рішень.
Таким чином, розв’зок задачі інформаційного синтезу здатної навчатися СППР у рамках ІЕІтехнології полягає в оптимізації параметрів навчання шляхом ітераційного пошуку глобального максимуму інформаційного КФЕ в робочій (допустимій)
області визначення його функції.
2.2. Опис алгоритму навчання
У рамках інформаційного синтезу структуру алгоритму навчання СППР з оптимізацією СКД на
ознаки розпізнавання доцільно розробляти на базі
категорійної моделі, яка є відображенням множин,
задіяних у машинному навчанні та є узагальненням
орієнтованого графа, в якому ребра є операторами
перетворення відповідних множин. На рисунку 1
показано
категорійну
модель
інформаційноекстремального навчання СППР з оптимізацією контрольних допусків на ознаки розпізнавання.
Декартова четвірка T  G    Z (рис. 1) задає
універсум випробувань, де Т  множина моментів
часу зняття інформації; G  простір вхідних факторів, які діють на СППР;   простір ознак розпізнавання; Z – простір можливих функціональних станів СППР; Y  вибіркова множина (вхідна навчаль~
на матриця). Оператор  : Y    відновлює на
кожному кроці навчання оптимальне в інформаційному розумінні розбиття простору ознак на М класів
~
розпізнавання. Оператор класифікації  :    I l ,
H2
Computer Engineering
де I l – множина l статистичних гіпотез, перевіряє
основну статистичну гіпотезу  1 : ym j   X mo . Оператор
 формує множину точнісних характеристик  q , де
q  l 2 , а оператор  обчислює значення інформаційного КФЕ, які утворюють терм-множину E . Контур оптимізації геометричних параметрів розбиття
~
  шляхом пошуку максимуму КФЕ навчання
СППР розпізнавати реалізації відповідних класів
~
замикається оператором r : E    . Оператори 1 і
 2 цілеспрямовано змінюють значення терммножини D – контрольні допуски на ознаки розпізнавання залежно від результатів оцінювання їх
впливу на КФЕ навчання СППР. Оскільки в рамках
ІЕІ-технології відновлення контейнерів класів розпізнавання відбувається в радіальному базисі простору ознак, то категорійна модель містить оператор v,
який здійснює за результатами оцінювання глобального максимуму КФЕ (2) перехід до нового типу
вирішальних правил. Наприклад, якщо в процесі
навчання СППР значення глобального максимуму
КФЕ не досягає максимального граничного, то здійснюється перехід від гіперсферичних вирішальних
правил до гіпереліпсоїдних або інших радіальнобазисних функцій. Оператор U : V G     
регламентує процес навчання.
U
V
1
D
2
 |q |
E
γ
r

Ф
G
φ
v

~
M
Y
I |l |
Рисунок 1 – Категорійна модель навчання СППР
з оптимізацією СКД на ознаки розпізнавання
Категорійну модель, показану на рис. 1, можна
розглядати як узагальнену структуру алгоритму
навчання СППР з оптимізацією контрольних допусків на ознаки розпізнавання. Крім того, така модель
може бути використана при реалізації алгоритму
навчання системи інформаційними засобами функціонального програмування, що є подальшим розвитком сучасних технологій програмування.
Згідно з категорійною моделлю (рис. 1) структуру
алгоритму навчання СППР з оптимізацією контрольних допусків на ознаки розпізнавання подамо у
вигляді двоциклічної ітераційної процедури:

 *  arg max{  max
G

GE { k }
1
M
M
E
m1
(k)
m

} ,

(3)
де G – допустима область значень параметра 
поля контрольних допусків.
Розглянемо алгоритм паралельної оптимізації
контрольних допусків, за яким допуски змінюються
для всіх ознак розпізнавання одночасно на задану
величину. При цьому оптимальні контрольні допус-
ки визначаються для ознак розпізнавання усередненого вектора y1 класу X 1o , який беруть за базовий.
Вхідними даними є навчальна матриця, яку подамо
у вигляді масиву реалізацій класів розпізнавання
{ ym( j.i) | m  1, M ; i  1, N ; j  1, n } , і система нормованих
допусків {  H ,i } , яка визначає область значень відповідних контрольних допусків на ознаки розпізнавання. Попередньо для кожної ознаки визначається
ціна градації i , на яку змінюється і-та ознака.
Розглянемо схему реалізації алгоритму навчання
СППР із гіперсферичним класифікатором і з оптимізацією СКД на ознаки розпізнавання.
Крок 1. Ініціалізація лічильника кроків зміни
параметра  : k : 0 .
Крок 2. k : k 1 .
Крок 3. Ініціалізація лічильника класів розпізнавання: m : 0 .
Крок 4. m : m 1 .
Крок 5. Обчислюються нижні та верхні контрольні допуски для всіх ознак відповідно:
{ AHK , i [ k ] :  y1, i   [k ] i };
{ АBK , i [k ]  y1, i   [k ] i },
i  1, N ,
(4)
де y1,i – вибіркове середнє значення i -ї ознаки
вих мінімальних елементів вибирається з них будьякий, оскільки вони є рівноправними;
4) формується структурована множина елементів попарного розбиття
{ |m2| | m  1, M } , яка задає
план навчання.
Крок 9. Обчислення на кожному кроці оптимізації параметра  інформаційного КФЕ навчання
СППР. При цьому на значення радіусів гіперсферичних контейнерів накладаються обмеження
{d }  {d1 , ..., d k ,..., d max}  [0; d ( x m  xc )  1] ,
де d ( xm  xc ) – кодова відстань між центрами
контейнерів сусідніх класів X mo і X co .
Як критерії оптимізації параметрів навчання в
методах ІЕІ-технології широко використовуються
модифікації ентропійних (за Шенноном) критеріїв
або інформаційної міри Кульбака, яка має вигляд


(k)
(k)
Em(k) = Pt,m
 Pf,m
log 2
де P , P
(k)
t,m
(k)
f,m
r
 1+ (D1,(k)m  β (k)
m )  10
(k)
(k)


D

β
log
1,
m
m
2
(k)
 1  (D(k)  β (k) )  10  r
Pf,m
1,m
m

(k)
Pt,m



 , (5)


– повні ймовірності відповідно прави-
льного і неправильного прийняття рішень, обчислені
на k-му кроці оптимізації параметрів СППР; D1,(k)m −
для векторів-реалізацій базового класу X 1o , який є
перша достовірність; β(k)
− помилка другого роду.
m
найбільш бажаним для особи, що приймає рішення.
Крок 6. Формується бінарна навчальна матриця
|| xm( j,i ) || за правилом
Для усунення поділу на нуль у формулу критерію (5) введено достатньо мале число 10–r, де
1 < r ≤ 3.
Критерій (5) є ненормованим, але якщо розглянути відношення виразу (5) до його максимального
значення, обчисленого при D1,(k)m  1 і β(k)
m  0 , то крите-
( j)

1, if y1 ,i    y1,i  y1 ,i   ,
x1( j )  

0, if else .
Крок 7. Формується масив усереднених за навчальною матрицею двійкових векторів-реалізацій
{ xm , i | m  1 , M , i  1 , N } , елементи яких визначаються
за правилом
x m ,i
1 n ( j)

1, if
 x m ,i   m ,
n j 1

0, if else,

 m  рівень селекції координат вектора
o
xm  X m (за замовчуванням  m =0,5).
Крок 8. Розбиття множини еталонних векторів на
пари найближчих сусідів: |m2|  xm , x1 , де x1  усере-
рій набуває нормованого вигляду.
Крок 10. Якщо m  M , то виконується крок 4,
інакше – крок 11.
Крок 11. Якщо    H / 2 , то виконується крок 2,
інакше – крок 12.
Крок 12. Обчислення усередненого за алфавітом
класів розпізнавання значення критерію (5).
Крок 13. Визначення оптимального параметра
поля контрольних допусків на ознаки розпізнавання:
 *  arg
де
днений вектор сусіднього класу X lo , за схемою:
1) структурується множина еталонних векторів, починаючи з вектора x1 базового класу X lo ;
2) будується матриця кодових відстаней розмірності MM для множини векторів { xm } ;
3) для кожного рядка матриці кодових відстаней знаходиться мінімальний елемент, який належить стовпчику вектора, найближчого до вектора,
що визначає рядок. За наявності декількох однако-
1
M
M
E
m 1
m
.
Крок 14. Визначення за формулою (4) оптимальної СКД на ознаки розпізнавання:
*
*
*
*
{ AHK
, i :  y1, i   } ; { ABK , i :  y1, i   i } , i  1 , N .
Крок 15. Зупинка.
Таким
чином,
алгоритм
інформаційноекстремального навчання СППР полягає в ітераційній процедурі наближення глобального максимуму
інформаційного КФЕ (4) до його граничного значення шляхом оптимізації параметрів функціонування
СППР.
Journal of Engineering Sciences, Vol. 4, Issue 1 (2017), pp. H 1–H 6.
H3
H
2.3. Приклад реалізації алгоритму машинного
навчання
Вищенаведений алгоритм машинного навчання
СППР було реалізовано для оцінювання функціонального стану енергогенерувального блока ТЕЦ
м. Шостки (Україна). Алфавіт складався із трьох
класів, які характеризували функціональні стани
технологічного процесу. При цьому клас X 1o харак-
Таким чином, установлено залежність функціональної ефективності машинного навчання СППР
від контрольних допусків на ознаки розпізнавання.
При цьому недостатньо високе значення КФЕ навчання СППР обумовлює необхідність оптимізації
інших параметрів навчання, що впливають на її функціональну ефективність.
теризував функціональний стан «Норма», за якого
температура та тиск пари на вході системи «турбіна – генератор» відповідали технологічному режиму;
клас X 2o – функціональний стан «Менше від норми»
і клас X 3o – функціональний стан «Більше від нор-
H
ми». Вектор-реалізація кожного класу розпізнавання, який формувався в процесі опитування датчиків
інформації енергогенерувального блока, складався
із 66 структурованих ознак. Кількість реалізацій, які
утворювали навчальну матрицю для кожного класу
розпізнавання дорівнювала n  60 .
На рисунку 2 показано графік залежності інформаційного КФЕ (5) від параметра  поля контрольних допусків на ознаки розпізнавання, одержаний у
процесі навчання СППР.
а
б
,
Рисунок 2 – Графік залежності усередненого нормованого інформаційного КФЕ від параметра поля
контрольних допусків
Темна ділянка на графіку (рис. 2) позначає робочу (допустиму) область визначення функції критерію
(5), в якій перша D1 і друга D2 достовірності перебільшують відповідно помилки першого та другого
роду.
Аналіз рисунка 2 показує, що одержане на етапі
паралельної оптимізації квазіоптимальне значення
поля контрольних допусків на ознаки розпізнавання
становить   3 відсотки від математичного сподівання ознак розпізнавання базового класу X 1o . При
цьому максимальне значення усередненого КФЕ
*
дорівнює E  0,36 , що в чотири рази перевершує цей
показник при реалізації алгоритму навчання СППР
без оптимізації контрольних допусків, але за однакових вхідних даних [7].
На рисунку 3 показано графіки залежності нормованого інформаційного КФЕ (5) від радіусів гіперсферичних контейнерів класів розпізнавання, одержані в процесі оптимізації контрольних допусків на
ознаки розпізнавання. Аналіз свідчить, що для гіперсферичного класифікатора оптимальні значення
радіусів контейнерів класів розпізнавання X 1o , X 2o
та
X 3o
відповідно дорівнюють
d1*  24 ,
d  32 .
*
3
H4
Computer Engineering
d 2*  33 і
в
Рисунок 3 – Графіки залежності нормованого
інформаційного КФЕ від радіусів контейнерів:
а – клас X 1o ; б – клас X 2o ; в – клас X 3o
Запропонований підхід є альтернативний до методів керування генерувальними енергоблоками
ТЕЦ, що ґрунтуються на традиційному математичному моделюванні [7] і не враховують через науковометодологічні обмеження реальні властивості слабо
формалізованого технологічного процесу.
3. ВИСНОВКИ
1. Реалізація у рамках ІЕІ-технології алгоритму
навчання СППР для керування енергогенерувальним блоком ТЕЦ дозволяє надати ІКС властивість
адаптивності за довільних початкових умов технологічного процесу і впливу неконтрольованих збурювальних факторів.
2. Оптимізація контрольних допусків на ознаки
розпізнавання дозволила підвищити більш ніж
удвічі значення інформаційного КФЕ машинного
навчання СППР порівняно з алгоритмом, запропонованим у праці [6].
3. Для підвищення значення інформаційного
КФЕ машинного навчання СППР розпізнавати поточний стан технологічного процесу необхідно оптимізувати інші параметри функціонування, що впливають на функціональну ефективність системи або
перейти до більш складної радіально-базисної роздільної функції.
Optimization of controlled damages on the recognition in the master education
M. V. Bibyk1), A. S. Dovbysh1)
1) Sumy
State University, 2 Rymskogo Korsakova St., 40007, Sumy, Ukraine
Information considered extreme learning algorithm is able to study decision support system as part of
the automated control system combined heat and power unit with optimized control tolerances recognition.
Within the framework of information fusion algorithm optimization studies DSS ACS for signs of recognition expedient design based on categorical model, which is a reflection of sets involved in machine learning
and generalization represents a directed graph, where edges are the respective operators transform sets.
Algorithm extreme training information DSS is approaching iterative procedure CFE global maximum information to its limit value by optimizing the parameters of DSS. The dependence of the functional efficiency of machine learning DSS’s on the control tolerances on the recognition attributes is established.
This value is not high enough CFE DSS training necessitates optimization of other parameters of the
study, which affect its functional efficiency. Optimization of control tolerances on recognition features allowed to increase more than twice the value of the informational CFE machine learning DSS.
Keywords: decision support system, information-extreme algorithm, coefficient of functional efficiency,
control tolerances for signs of recognition.
Оптимизация контрольных допусков на признаки
распознавания при машинном обучении
H
М. В. Бибик1), А. С. Довбыш1)
1) Сумский
государственный университет, ул. Римского-Корсакова, 2, 40007, Сумы, Украина
Рассмотрен информационно-экстремальный алгоритм обучения способной учиться системы поддержки принятия решений как составляющей автоматизированной системы управления энергоблоком теплоэлектроцентрали с оптимизацией контрольных допусков на признаки распознавания. В рамках информационного синтеза структуру алгоритма обучения системы принятия решений с оптимизацией системы контрольных допусков на признаки распознавания целесообразно разрабатывать на
базе категорийной модели, являющейся отражением множеств, задействованных в машинном обучении, и представляет обобщение ориентированного графа, в котором ребра являются операторами преобразования соответствующих множеств. Алгоритм информационно-экстремального обучения СППР
состоит в итерационной процедуре приближения глобального максимума информационного коэффициента функциональной эффективности к его предельному значению путем оптимизации параметров
функционирования СППР. Установлена зависимость функциональной эффективности машинного
обучения СППР от контрольных допусков на признаки распознавания. При этом недостаточно высокое значение КФЕ обучения СППР обусловливает необходимость оптимизации других параметров
обучения, влияющих на еѐ функциональную эффективность.
Ключевые слова: система поддержки принятия решений, информационно-экстремальный алгоритм,
коэффициент функциональной эффективности, контрольные допуски на признаки распознавания.
Journal of Engineering Sciences, Vol. 4, Issue 1 (2017), pp. H 1 – H 6.
H5
СПИСОК ВИКОРИСТАНИХ ДЖЕРЕЛ
1. Васильев В. И. Интеллектуальные системы управления: теория и практика / В. И. Васильев, Б. Г. Ильясов. –
Москва : Радиотехника, 2009. – 392 с.
2. Han J. Data mining: concepts and techniques / J. Han,
M. Kamber, J. Pei. – Elsevier, 2012. – 744 p.
3. Субботин С. А. Интеллектуальные информационные
технологии проектирования автоматизированных систем
диагностирования и распознавания образов : монография /
С. А. Субботин, Ан. А. Олейник, Е. А. Гофман и др. ; под
ред. С. А. Субботина. – Харьков : Компания СМИТ, 2012. –
318 с.
4. Довбиш А. С. Основи проектування інтелектуальних
систем : навчальний посібник / А. С. Довбиш. – Суми : Видавництво СумДУ, 2009. – 171 с.
5. Довбиш А. С. Інтелектуальні інформаційні технології в
електронному навчанні / А. С. Довбиш, А. В. Васильєв,
В. О. Любчак. – Суми : СумДУ, 2013. – 191 с.
6. Довбиш А. С. Оптимізація параметрів навчання системи
керування
енергоблоком
теплоелектроцентралі /
А. С. Довбиш, М. В. Бібик, А. С. Рудий // Компресорное и
энергетическое машиностроение. – 2015. – № 3 (41). –
С. 37–40.
REFERENCES
H
1. Vasilyev, V. I., Ilyasov, B. G. (2009). Intellectual’nye sistemy upravleniya: teoriya i praktika [Intelligent control systems: theory and practice]. Мoscow, Radiotechnika [in Russian].
2. Han, J., Kamber, M., Pei, J., (2012). Data mining: concepts
and techniques, Elsevier, 2012.
3. Subbotin, S. A., Oleynik, A. A., Gofman, E. A. et al. (2012).
Intellectual’nye informatsyonniye tekhnologii proektirovaniya
avtomatizirovannykh sistem diagnostirovaniya i raspoznavaniya obrazov [Intellectual information technologies for the
design of automated systems for diagnosing and recognizing
images]. Kharkiv, SMIT Company [in Russian].
H6
Computer Engineering
4. Dovbysh, A. S. (2009). Osnovy proektuvannya intelektualnikh system: navchalnyi posibnyk [Basis in Intellectual Systems Design: Reference book]. Sumy, Sumy State University
[in Ukrainian].
5. Dovbysh, A. S., Vasilyev, A. V., Lyubchak, V. O. (2013).
Intelektualni informatsiyni technologii v electronnomu navchanni [Intellectual information technologies in e-learning].
Sumy, Sumy State University [in Ukrainian].
6. Dovbysh, A. S., Bibik, M. V., Rudiy, A. S. (2015). Optimizaciya parametriv navchannya systemy keruvannya energoblokom teploelektrocentrali [Optimization of the training parameters of the control system of the power unit of the heat
power plant]. Compressor and power engineering, 3, 37–40
[in Ukrainian]
JOURNAL OF ENGINEERING SCIENCES
ЖУРНАЛ ІНЖЕНЕРНИХ НАУК
ЖУРНАЛ ИНЖЕНЕРНЫХ НАУК
Web site: http://jes.sumdu.edu.ua
Volume 4, Issue 1 (2017)
УДК 629.3.018
Методологія розроблення нових методів випробувань
А. І. Коробко1)
1) Харківський
національний автомобільно-дорожній університет,
вул. Ярослава Мудрого, 25, 61002, м. Харків, Україна;
Харківська філія Українського науково-дослідного інституту прогнозування і випробування техніки
і технологій для сільськогосподарського виробництва ім. Л. Погорілого,
вул. Велика Панасівська, 236, 61139, м. Харків, Україна
Article info:
Paper received:
The final version of the paper received:
Paper accepted online:
Correspondent Author’s Address:
April 31, 2017
May 13, 2017
May 18, 2017
ak82andrey@gmail.com
У роботі описується методологія щодо нових методів випробувань та формування рішень під час
розроблення нових методів випробувань. Основою методології розроблення нових методів випробувань є окремі елементи системного і процесного підходів, що сприяють розробленню ефективної стратегії дослідження об’єкта, вивчення взаємозв’язків і синтезу адекватної моделі методу випробувань.
Ефективність розробленого методу випробувань визначається правильністю вибору сукупності концептів та їх взаємозв’язків і взаємовпливів, що можливість вирішити поставлені завдання і досягти мети. Методологія базується на використанні нечітких когнівних карт і дозволяє описувати складні багатокритеріальні інтелектуальні системи прийняття рішення в умовах ризику під час розроблення
нових методів випробувань. Методологія передбачає запис моделі нового методу випробувань кінечною множиною об’єктів, які є значущими для методу випробувань характеристиками, встановлення
між об’єктами причинно-наслідкових зв’язків і встановлення значень показників придатності та спостережності методу і метрологічного допуску на показник. Загальною метою статті є забезпечення
якості випробувань шляхом удосконалення методології розроблення методу випробування.
H
Ключові слова: методологія, метод випробувань, нечітка когнітивна карта, орієнтований граф, модель методу випробувань, теорія обмежень, інформація.
1. ВСТУП
Одним з основних (першочергових) завдань в
умовах технічного регулювання є розроблення нових
(сучасних) методів випробувань. Ця умова випливає
з умов науково-технічного прогресу та сучасного розвитку техніки і засобів контролю її технічного стану.
Існуючі методи випробувань є надійними. Проте в
деяких випадках застосовувані засоби вимірювальної техніки, випробувальне устаткування і методика
випробувань такі, що не відповідають об’єкту випробувань. Тому особливу увагу необхідно приділяти
розробленню нових методів і методик, питанням нормування визначуваних показників, тобто встановленню їх номінальних значень, метрологічного допуску на ці значення, а також питанням прийняття
рішень при валідації нового методу.
Під час розроблення нових методів випробувань
необхідно комплексне вирішення сукупностей різних
завдань, що передбачають у загальному видгляі
оперативне аналізування інформації та одержання
керувальних сигналів, які забезпечують формування
відповідних рішень [1]. Вирішення зазначених завдань можливе лише при застосуванні системного
підходу з використанням адаптивного керування, що
дасть можливість вирішувати завдання з урахуванням конкретних умов. Адаптація у такому постановленні є вибором оптимального варіанта в умовах
недостатньої апріорної інформації, а адаптивний
алгоритм розглядається як алгоритм, що дозволяє
уточнювати прийняте рішення у міру надходження
нової інформації [2, 3].
Метою роботи є узагальнення результатів аналізування діючої системи випробувань сільськогосподарської техніки й автомобілів та створення на його
основі методології розроблення нових методів випробувань із використанням нечітких когнітивних карт.
2. ОСНОВНА ЧАСТИНА
2.1. Постановлення завдання
Процес розроблення методу випробувань – це
один із елементів системи метрологічного забезпечення випробувальної лабораторії [4]. У роботі [4]
запропоновано підхід до синтезу адаптивних систем
метрологічного забезпечення (МЗ) ВЛ на підставі
нечіткої логіки за умови прийняття рішення в умовах
ризику (рис. 1). Запропонована схема функціонування адаптивної системи МЗ охоплює усі аспекти забезпечення необхідної точності вимірювань і випро-
Journal of Engineering Sciences, Vol. 4, Issue 1 (2017), pp. H 7–H 13.
H7
бувань. Особливістю цієї адаптивної системи МЗ є її
здатність приймати рішення з урахуванням попередньо-накопленого досвіду, тобто здатність навчатись і
вибирати оптимальне рішення.
Рисунок 1 – Розгорнута схема адаптивної
системи прийняття рішення [4]
H
Формування і прийняття рішень при розробленні
нових методів випробувань можна вважати складним
погано формалізованим завданням [5, 6], тобто завданням, яке в окремих випадках вимагає побудови
оригінального алгоритму вирішення залежно від
конкретної ситуації, для якої можуть бути характерні
невизначеність і динамічність вхідних даних і знань.
Це пов’язано з тим, що вирішення зазначеного завдання відбувається в умовах невизначеності, внаслідок браку інформації, необхідної для формалізації
процесів. Крім того, невизначеність пов’язана із відсутністю апріорної інформації, а саме знань законів
проходження процесів унаслідок їх складності. Це
призводить до неможливості побудови формальних
аналітичних моделей, що враховують специфіку більшості факторів, які впливають.
Аналіз метрологічного і нормативного забезпечення методів випробувань сільськогосподарської
техніки [7] свідчить, що серед нормативних документів (НД) на методи випробувань налічується 36 %
міждержавних стандартів ГОСТ, розроблених до
1992 р. Це достатньо значний відсоток, ураховуючи ту
ситуацію, що майже всі ці нормативні документи повинні бути відмінені впродовж декількох подальших
років відповідно до Державної політики в галузі технічного регулювання і перейти в статус довідкових
[8]. Крім того, наріжним каменем стає відмова від
поняття «похибка вимірювання» і введення обов'язкового калібрування засобів вимірювальної техніки.
Усі методи випробувань, регламентовані діючими
нормативними документами, дають вказівку щодо
похибки, з якою повинні вимірюватися ті або інші
показники. Інформація про невизначеність вимірювань, її допустимі межі відсутня. Це ускладнює (робить неможливим) процедуру оцінювання точності
вимірювань за показником невизначеності.
Пряме застосування міжнародних стандартів не
завжди є ефективним, оскільки вимагає значних зусиль від вітчизняних випробувальних лабораторій у
плані переоснащення матеріально-технічної бази і
навчання персоналу. Використовування стандартизованих методів випробувань не сприяє розвитку науково-технічного прогресу. Це пов’язано з тим, що
стандарт як філософська категорія відображає вимогу суспільства в даний конкретний момент часу.
H8
Computer Engineering
У той самий час у відомих публікаціях наголошується на тій обставині, що при випробуваннях мобільних машин об’єкт випробувань повинен бути повністю спостережним. Тобто кожному ступеню його вільності повинна відповідати вимірювальна вісь давача
[9, 10]. Інакше модель вимірювання буде неповною, а
їх результати не будуть адекватно характеризувати
стан об’єкта і ступінь довіри до таких результатів буде низькою. Існуючі методи випробувань не враховують цю обставину [11]. Цей факт є важливим доказом
того, що необхідно розробляти нові методи випробувань, а для цього необхідно абстрагуватися від існуючої системи і розробити нові підходи до синтезу безпосередньо методів випробувань, нового випробовувального устаткування і метрологічного забезпечення
випробувань в цілому. Нагальним є питання розроблення нової методології з аналізованого питання.
Крім того, підтвердженням актуальності питання
розроблення нових методів випробувань є тематичні
плани науково-дослідних робіт організацій, уповноважених на проведення випробувань продукції [12].
За математичний апарат для опису методів випробувань пропонуються застосовувати нечітке когнітивне моделювання [5, 6], що дає можливість формалізувати чисельно невимірні фактори, використання
неповної, нечіткої і суперечливої інформації, тобто
проводити дослідження в умовах невизначеності і
ризику.
2.2. Методологія розроблення нових методів
випробувань
Основою методології розроблення нових методів
випробувань є окремі елементи системного і процесного підходів, що сприяють розробленню ефективної
стратегії дослідження об’єкта, вивчення взаємозв’язків і синтезу адекватної моделі методу випробувань. Ефективність розробленого методу випробувань визначається правильністю вибору сукупності
концептів та їх взаємозв’язків і взаємовпливів, що дає
можливість вирішити поставлені завдання і досягти
мети.
Методологія синтезу нових методів випробувань у
загальному виді показана на рис. 2.
Метою випробувань є одержання достовірної інформації про досліджуваний об’єкт, а також інформації про поведінку об’єкта за різних зовнішніх факторів, що впливають. Мета формується на етапі постановленні завдання.
Далі, на етапі абстрактного мислення, складається образ того, що і як буде досліджуватися. На цьому
етапі формується уявлення про сутність і характеристики визначуваного, формується приблизний перелік
показників, які можуть бути визначені, вибирається
пріоритетний напрямок подальшого дослідження.
Інформація, що синтезується на цьому етапі, є вхідною для подальшої формалізації.
Після складання образу створюється модель майбутнього методу: логічна, схематична, математична.
Вид моделі залежить від складеного образу.
Допускається поєднання декількох моделей, наприклад, логічна і математична або схематична і
математична тощо.
Створення моделі є складним і працезатратним
етапом. Умовно його можна поділити на декілька
процесів: розроблення й обґрунтування математичної
моделі та схеми випробувань, розроблення методики
випробувань, вибір або проектування випробувального устаткування.
Математичний опис моделі – це процес обґрунтування якісних/кількісних показників, обґрунтування
взаємозв’язків між функціональним станом об’єкта
випробувань і визначеними показниками, синтез
схеми вимірювання при випробуваннях. Проводиться
математичне моделювання для визначення приблизного порядку кількісних значень показників, що
визначаються.
H
Рисунок 2 – Методологія синтезу нових методів випробувань
На підставі цього формуються вимоги до випробувального устаткування, за необхідності проводиться
його класифікація. Проводиться попередній розрахунок показників похибки, невизначеності та необхідної кількості вимірювань.
Методика випробувань передбачає обґрунтування
послідовності дій під час проведення випробувань.
Установлюються вимоги до умов випробувань і кваліфікації персоналу, який проводить випробування.
На підставі математичної моделі випробувань,
умов випробувань і методики формуються вимоги до
випробувального устаткування. Його можуть вибрати
із уже наявного з його модернізацією для забезпечення повної спостережності або проектувати заново.
Маючи інформацію про фактичні показники похибки
і невизначеності, переглядають математичну модель
і вносять відповідні корективи. Наступний етап –
експериментальна перевірка можливості практичної
реалізації методу. Для цього вибирають об’єкт випробувань, якість якого підтверджена іншими (стандартними) методами. Визначають показники правильності і прецизійності методу [13]. Інформацію, одержану на цьому етапі, аналізують і залежно від рівня
досягнення поставленої мети приймають одне із двох
рішень:
− метод є придатним для використання: показники точності, невизначеності і спостережності відповідають установленій меті;
− метод потребує доопрацювання: вибір нового
випробувального устаткування, перегляд методики
тощо.
У разі прийняття рішення про придатність методу
випробувань проводять нормування показників,
установлюють метрологічний допуск до них. Після
цього проводять стандартизацію методу та обґрунтовуються і встановлюють показники придатності методу з урахуванням фактичних значень показників.
Установлення метрологічного допуску на показник – тема окремого дослідження. Пропонується, щоб
він був у межах двох значень невизначеності, з якою
вимірюється показник при його нормуванні [14].
2.3. Прийняття рішень під час розроблення
нових методів випробувань
Практично на кожному етапі розролення нового
методу випробувань особа, яка проводить цю роботу,
зіштовхується із прийняттям рішення. Ефективним
способом прийняття рішення є застосування нечітких
когнітивних моделей, в яких враховується те, що взаємовплив між факторами, спричиненими різними
причинно-наслідковими зв’язками, можуть мати різ-
Journal of Engineering Sciences, Vol. 4, Issue 1 (2017), pp. H 7–H 13.
H9
H
ну інтенсивність, яка може змінюватись з часом [5, 6].
Вводиться поняття нечіткої когнітивної карти. Застосування нечітких когнітивних моделей дозволяє автоматизувати вирішення ряду складно формалізованих завдань, що виникають на різних етапах прийняття керівного рішення.
У цілому, процес прийняття рішення за новим
методом випробувань складається з чотирьох основних етапів:
− аналізування проблеми (постановлення завдання щодо характеристик, які необхідно визначити);
− формування мети і завдань (обґрунтування математичної моделі, розроблення методики, вибір
(проектування) випробувального устаткування, вибір
критеріїв і оцінювання їх ефективності (показники
точності, достовірності та адекватності);
− формування й аналіз множини альтернатив
(варіанти під час прийняття рішення, оцінювання
ефективності кожного рішення);
− формування керувальної дії (кінцеве рішення).
Кожен етап поділяється на окремі підетапи, що є
окремими задачами. Деякі задачі розв’язують на основі припущень і нестрогих роздумів, що закладаються в модель випробування; формуються обмеження щодо застосування методу. Складність виникає
під час експериментального дослідження методу внаслідок дії таких суб’єктивних факторів, як виконавець, об’єкт, на якому проводяться дослідження, і
умови проведення випробувань. Доводиться враховувати статистичну інформацію і приймати рішення
про можливість її поширення як такої, що відповідає
певним вимогам.
Нечітка когнітивна карта розроблення методу випробувань є причинно-наслідковою мережею, що відображає придатність методу. Формальний вигляд
нечіткої когнітивної карти
Y  R ,U ,
(1)
де R  r1 , r2 ,, rn  – множина об’єктів моделі (концепти); U  1, 0 – бінарне відношення на множині
R, що задає зв’язки між об’єктами. Об’єкти r характеризують як кількісні показники (похибка, невизначеність, тощо), так і якісні (умови випробувань,
тощо). Нечітку когнітивну карту будують на інформації, що має особа, яка розробляє метод випробувань.
На множині концептів R можна виділити множину вхідних впливів A  a1, a2 ,... ak  , множину вихідних
впливів
V  v1, v2 ,... v p  ,
проміжні
де Q – множина з описом математичних моделей
методу випробувань; T – множина критеріїв для визначення достатності похибки (невизначеності) вимірювання; O – множина з описом варіантів умов
випробувань; P – множина критеріїв для визначення
достатності кількості спостережень (вимірювань);
S – множина правил, за якими приймаються рішення; D – множина показників придатності методу.
Нечітку когнітивну карту зручно подати у вигляді зваженого орієнтованого графа, вершини якого
(концепти) відповідають об’єктам множини R, а дуги
– причинно-наслідковим зв’язкам. Кожна дуга має
вагу, що задається відповідним нормованим показником інтенсивності впливу uij (рис. 3).
Кінцевим результатом (прийнятим рішенням) є
значення показників придатності методу та їх відповідність установленим вимогам. На показники придатності будуть впливати, узагальнено, два фактори:
методика випробувань із відповідними умовами,
значеннями похибки і невизначеності вимірювання
та математична модель випробувань, що характеризує адекватність методу реальним умовам. Математична модель випробувань буде впливати на рішення стосовно вибору методики випробувань. У свою
чергу, методика випробувань буде впливати на кількість спостережень і відповідно – похибку і невизначеність вимірювання.
Установлення причини і наслідків, виявлення
причинно-наслідкових зв’язків та виявлення ваги
кожної дуги графа (рис. 3) зручно проводити з використанням теорії обмежень (ТОС) [15, 16]. ТОС ґрунтується на причинно-наслідковому ланцюзі, який
визначає найслабші ланки чи обмеження в будьякій підсистемі чи системі керування загалом. ТОС
дозволяє визначити слабкі місця в системі і дати
інформацію про місце знаходження відхилення від
заданого стану.
концепти
E  e1, e2 ,... ez  , множину зв’язків між концептами
U  u  ri , rj  . Кожному зв’язку ставиться у відповід-
ність нечітке правило з термами, які є лінгвістичними змінними стану концепту.
Таким чином, інформаційну модель розроблення
нових методів випробувань можна подати універсальною алгеброю:
H  Q,T , O, P, S , D ,
H 10
Computer Engineering
(2)
Рисунок 3 – Зважений орієнтований граф керування
процесом розроблення методу випробувань:
r1 − показники придатності; r2 − математична модель;
r3 − показники похибки і невизначеності; r4 − методика
випробувань; r5 − умови проведення випробувань;
r6 − кількість спостережень (вимірювань)
3. ВИСНОВКИ
Подана методологія розроблення нових методів
випробувань на підставі нечітких когнітивних карт
дозволяє описувати складні багатокритеріальні інтелектуальні системи прийняття рішення в умовах
ризику під час розроблення нових методів випробувань.
Запропонована методологія розроблення нових
методів випробувань передбачає таке:
– запис моделі нового методу випробувань скінченною множиною об’єктів, які є значущими для методу випробувань характеристиками;
– установлення
між
об’єктами
причиннонаслідкових
зв’язків,
які
можуть
позитивно/негативно впливати на характеристики розроблюваного методу;
– установлення значень показників придатності і
спостережності методу, які є основним критерієм за
яким робиться висновок про можливість застосування методу;
− установлення метрологічного допуску на показники, що визначаються;
– зіставлення показників похибки і невизначеності при вимірюваннях з економічною доцільністю їх
досягнення та виробничою необхідністю.
Подальшого дослідження потребують питання
формального опису складових алгебри (2) і використання ТОС для встановлення причинно-наслідкових
зв’язків у графі керування процесом випробувань.
Methodology for developing new test methods
A. I. Korobko1)
1) Kharkiv
National Automobile and Highway University, 25, Yaroslav Mudriy Str., 61002, Kharkiv, Ukraine;
L. Pogorilyy Ukrainian Scientific and Research Institute of Forecasting and Testing of Machinery and
Technologies for Agricultural Production, Kharkiv branch, 236 Velyka Panasivska St., 61139, Kharkiv,
Ukraine
The paper describes the methodology for developing new test methods and forming solutions for the
development of new test methods. The basis of the methodology for developing new test methods is the
individual elements of the system and process approaches. They contribute to the development of an
effective research strategy for the object, the study of interrelations, the synthesis of an adequate model of
the test method. The effectiveness of the developed test method is determined by the correct choice of the
set of concepts, their interrelations and mutual influence. This allows you to solve the tasks assigned to
achieve the goal. The methodology is based on the use of fuzzy cognitive maps. The question of the choice of
the method on the basis of which the model for the formation of solutions is based is considered. The
methodology provides for recording a model for a new test method in the form of a finite set of objects.
These objects are significant for the test method characteristics. Then a causal relationship is established
between the objects. Further, the values of fitness indicators and the observability of the method and
metrological tolerance for the indicator are established. The work is aimed at the overall goal of ensuring
the quality of tests by improving the methodology for developing the test method.
Keywords: methodology, test method, fuzzy cognitive map, oriented graph method of testing, theory of
constraints, information.
Методология разработки новых методов испытаний
А. И. Коробко1)
1 Харьковский
национальный автомобильно-дорожный университет,
ул. Ярослава Мудрого, 25, 61002, г. Харьков, Украина;
Харьковская филия Украинского научно-исследовательского института прогнозирования и испытаний техники и технологий для сельскохозяйственного производства им. Л. Погорелого,
ул. Большая Панасовская, 236, 61139, г. Харьков, Украина
В работе описывается методология разработки новых методов испытаний и формирования решений при разработке новых методов испытаний. Основой методологии разработки новых методов испытаний есть отдельные элементы системного и процессного подходов, способствующих разработке
эффективной стратегии исследования объекта, изучения взаимосвязей и синтеза адекватной модели
метода испытаний. Эффективность разработанного метода испытаний определяется правильностью
выбора совокупности концептов и их взаимосвязей и взаимовлияния, что позволяет решить поставленные задачи и достичь цели. Методология базируется на использовании нечетких когнитивных
карт и позволяет описывать сложные многокритериальные интеллектуальные системы принятия решения в условиях риска при разработке новых методов испытаний. Методология предусматривает
запись модели нового метода испытаний конечным множеством объектов, являющихся значимыми
для метода испытаний характеристиками, установление между объектами причинно-следственных
связей и установления значений показателей пригодности и наблюдаемости метода и метрологического допуска на показатель. Работа наследует общую цель обеспечения качества испытаний путем
усовершенствования методологии разработки метода испытания.
Ключевые слова: методология, метод испытаний, нечеткая когнитивная карта, ориентированный
граф, модель метода испытаний, теория ограничений, информация.
Journal of Engineering Sciences, Vol. 4, Issue 1 (2017), pp. H 7–H 13.
H 11
H
СПИСОК ВИКОРИСТАНИХ ДЖЕРЕЛ
H
1. Загальні вимоги до компетентності випробувальних та
калібрувальних лабораторій (ISO / IEC 17025:2005, IDT) :
Національний
стандарт
України
ДСТУ
ISO / IEC
17025:2006. – [Чинний від 2007-07-01]. – Київ : Держспоживстандарт України, 2007. – VI. – 26 с.
2. Деменков Н. П. Нечеткое управление в технических
системах : учебное пособие / Н. П. Деменков. − Москва :
Изд-во МГТУ им. Н. Э. Баумана, 2005. – 200 с.
3. Кошева Л. О. Відтворюваність – основна характеристика точності результатів випробувань / Л. О. Кошева // Електроніка та системи управління. – 2011. – № 2 (28). – С. 89–
94.
4. Управління якістю випробувань автотракторної техніки
з
використанням
нечіткої
логіки /
А. І. Коробко,
О. О. Михайлова, О. О. Назарько, Ю. А. Радченко // Вісник
Житомирського державного технологічного університету.
Серія «Технічні науки». – 2016. − № 2 (77). – С. 109–114.
5. Авдеева З. К. Когнитивное моделирование для решения задач управления слабоструктурированными системами
(ситуациями) /
З. К. Авдеева,
С. В. Коврига,
Д. И. Макаренко // Труды 6-й Международной конференции «Когнитивный анализ и управление развитием ситуаций» под ред. З. К. Авдеевой, С. В. Ковриги. − Москва :
Институт проблем управления РАН, 2006. – С. 41–54.
6. Максимов В. И. Аналитические основы применения
когнитивного подхода при решении слабоструктурированных задач / В. И. Максимов, Е. К. Корноушенко // Труды
ИПУ РАН. – 1999. – Т. 2. – С. 95–109.
7. Лебедєв С. Аналіз підходів до оцінювання точності вимірювань при випробуваннях сільськогосподарських машин / С. Лебедєв, А. Коробко, Ю. Козлов // Технікотехнологічні аспекти розвитку та випробування нової техніки і технологій для сільськогосподарського виробництва
України : збірник наукових праць. – 2017. − № 21 (35). –
С. 23–29.
8. Застосування стандартів, у тому числі в зв’язку зі скасуванням у 2015 р. міждержавних стандартів (ГОСТ) / Департамент Технічного регулювання Мінекономрозвитку і
торгівлі України // Стандартизація, сертифікація, якість :
науково-технічний журнал. – 2016. – № 2 (99). – С. 3–6.
9. А. с. 53865. Твір науково-практичного характеру «Оцінювання придатності методів випробувань з використанням показників спостережності» / М. А. Подригало,
А. І. Коробко, Ю. А. Радченко ; дата реєстрації 27.02.2014.
10. Артьомов М. П. Забезпечення спостережності параметрів руху мобільних машин при динамічних випробуваннях / М. П. Артьомов // Вісник Харківського національного
технічного
університету
сільського
господарства
ім. П. Василенка. – 2015. – № 159. – С. 181–185.
11. Коробко А. І. Удосконалення методів та метрологічного
забезпечення проведення динамічних випробувань автомобілів : дис. … канд. техн. наук : 05.01.02 / А. І. Коробко. −
Харків, 2013. − 176 с.
12. Звіт про науково-дослідну роботу «Розроблення експресметодів і технічних засобів оцінювання якості агрегатів і
вузлів мобільної сільськогосподарської техніки». −
№ держреєстрації 0113U001185, 2016. − 86 с.
13. Точність (правильність і прецизійність) методів та результатів вимірювання. Частина 1. Основні положення та
визначення : Національний стандарт України ДСТУ ГОСТ
ISO 5725-1:2005 (ГОСТ ISO 5725-1:2003, IDT). — [Чинний
від 2006-07-01]. – Київ : Держспоживстандарт України,
2005. – VIII, 29 с.
14. Коробко А. І. Нормування показників при розробці нових методів випробувань / А. І. Коробко // Перспективні
технології та прилади : збірник наукових праць. − 2017. −
№ 10 (1). − С. 76–80.
15. Голдратт Э. М. Процесс непрерывного совершенствования / Э. М. Голдратт. – Минск : Попурри, 2009. – 496 с.
16. Детмер У. Теория ограничений Голдратта: системный
поход к непрерывному совершенствованию / У. Детмер ;
пер. с англ. − 2-е изд. − Минск : Альпина Бизнес Букс,
2008. – 444 с.
REFERENCES
1. Zahal’ni vymohy do kompetentnosti vyprobuval’nykh ta
kalibruval’nykh laboratoriy [General requirements for the
competence of testing and calibration laboratories]. DSTU
ISO/IEC 17025:2006 from 2007-07-01, Kyiv, National
Standard of Ukraine [in Ukrainian].
2. Demenkov, N. P. (2005). Nechotkoe upravlenye v
tekhnicheskikh sistemakh : uchebnoe posobye [Unclear
control in technical systems : tutorial]. Moscow, N. E. Bauman
MSTU Publishing House [in Russian].
3. Kosheva, L. O. (2011). Vidtvoryuvanist’ – osnovna
kharakterystyka
tochnosti
rezul'tativ
vyprobuvan’
[Reproducibility – the main characteristic accuracy of test
results]. Electronics and control systems, 2 (28), 89–94 [in
Ukrainian].
4. Korobko, A. I., Mykhaylova, O. O., Nazar’ko, O. O.,
Radchenko Yu. A. (2016) Upravlinnya yakistyu vyprobuvan’
avtotraktornoyi tekhniky z vykorystannyam nechitkoyi lohiky
[The use of fuzzy logic in quality control testing of automotive
and tractor equipment]. Engineering, The Journal of
Zhytomyr State Technological University, 2 (77), 109–114
[in Ukrainian].
H 12
Computer Engineering
5. Avdeeva, Z. K., Kovryha, S. V., Makarenko, D. Y. (2016).
Kohnytyvnoe modelyrovanye dlya reshenyya zadach
upravlenyya
slabostrukturyrovannы-my
systemamy
(sytuatsyyamy) [Cognitive modeling for solving problems of
managing weakly structured systems (situations)]. Cognitive
analysis and management of development of situations : 6th
international conference., Moscow, Instytut problem
upravleniya RAN [in Russian], 41–54.
6. Maksimov, V. Y., Kornoushenko, E. K. (1999). Analiticheskiye osnovy primeneniya kohnitivnoho podkhoda pri reshenii
slabostrukturirovannykh zadach [Analytical bases of
application of the cognitive approach at the decision of slightly
structured tasks]. Proceedings of the ICS of the RAS, Vol. 2,
95–109 [in Russian].
7. Lebedyev, S., Korobko, A., Kozlov, Yu. (2017). Analiz
pidhodiv do ocinyuvannya tochnosti vy’miryuvan’ pry`
vy`probuvannyax sil’s’kogospodars’ky’kh mashyn [Analysis of
approaches to the measurement of accuracy of measurements
in tests of agricultural machines]. Technotechnological aspects
of development and testing of new technology and technologies
for agricultural production in Ukraine, 21 (35), 23–29
[in Ukrainian].
8. Departament Tekhnichnoho rehulyuvannya Minekonomrozvytku i torhivli Ukrayiny. (2016). Zastosuvannya
standartiv, u tomu chysli v zvʺyazku zi skasuvannyam u 2015
rotsi mizhderzhavnykh standartiv (HOST) [Application of
standards, including in connection with the abolition of
intergovernmental standards in 2015 (GOST)]. Standardization, certification, quality. Scientific and Technical Journal, 2
(99), 3–6 [in Ukrainian].
9. Podryhalo, M. A.,
Korobko, A. I.,
Radchenko, Yu. A.
(2014). 53865. Tvir naukovo-praktychnoho kharakteru
“Otsinyuvannya prydatnosti metodiv vyprobuvan’ z vykorystannyam pokaznykiv sposterezhnosti” [The product of
scientific and practical character “Assessment of the
suitability of test methods for the use of observational
indicators”] [in Ukrainian].
10. Art’omov, M. P. (2015). Zabezpechennya sposterezhnosti
parametriv rukhu mobil’nykh mashyn pry dynamichnykh
vyprobuvannyakh [Supervision of the parameters of the
motion of mobile machines under dynamic tests]. Bulletin of
Petr Vasilenko Kharkiv National Technical University of
Agriculture, 159, 181–185 [in Ukrainian].
11. Korobko, A. І. (2013). Udoskonalennja metodіv ta
metrologіchnogo zabezpechennja provedennja dinamіchnih
viprobuvan' avtomobіlіv : dis. … kand. tehn. nauk
[Improvement of methods and metrological support for
conducting of dynamic tests of automobiles], Kharkiv, 176 p.
[in Ukrainian].
12. Zvit pro naukovo-doslidnu robotu “Rozroblennya ekspresmetodiv i tekhnichnykh zasobiv otsinyuvannya yakosti
ahrehativ i vuzliv mobil’noyi sil’s’kohospodars’koyi tekhniky”
[Report on the research work “Development of express
methods and technical means for evaluating the quality of
aggregates and units of mobile agricultural machinery”]. The
state registration number 0113U001185, 86 [in Ukrainian].
13. Tochnist’ (pravyl’nist’ i pretsyziynist’) metodiv ta
rezul’tativ vymiryuvannya. Chastyna 1. Osnovni polozhennya
ta vyznachennya [Accuracy (trueness and precision) of
measurement methods and results. Part 1. General principles
and definitions]. DSTU HOST ISO 5725-1:2005. from 2006-0701, Kyiv, National Standard of Ukraine [in Ukrainian].
14. Korobko, A. I. (2017). Normuvannya pokaznykiv pry
rozrobtsi novykh metodiv vyprobuvan’ [Rationing of indicators
in the formulation new test methods], Perspective technologies and devices. Collected scientific papers, 10 (1), 76–80
[in Ukrainian].
15. Holdratt, E. M. (2009). Protsess nepreryvnoho sovershenstvovanyya [The process of continuous improvement]. Minsk,
Popurri [in Russian].
16. Detmer, U. (2008). Teoriya ohranycheniy Holdratta:
Systemnyi podkhod k nepreryvnomu sovershenstvovaniyu
[Systematic approach to continuous improvement]. Minsk,
Alpina Business Books [in Russian].
Journal of Engineering Sciences, Vol. 4, Issue 1 (2017), pp. H 7–H 13.
H 13
H
JOURNAL OF ENGINEERING SCIENCES
ЖУРНАЛ ІНЖЕНЕРНИХ НАУК
ЖУРНАЛ ИНЖЕНЕРНЫХ НАУК
Web site: http://jes.sumdu.edu.ua
Volume 4, Issue 1 (2017)
УДК 681.327.12
Детектування мовної активності в автоматизованій системі
розпізнавання мовця критичного застосування
М. М. Биков1), В. В. Ковтун1), О. О. Максимов1)
1) Вінницький
національний технічний університет,
Хмельницьке шосе, 95, 21021, м. Вінниця, Україна
Article info:
Paper received:
The final version of the paper received:
Paper accepted online:
Correspondent Author’s Address:
April 18, 2017
May 25, 2017
May 29, 2017
vntu0113055@gmail.com
У статті автори розробили метод детектування мовної активності для автоматизованої системи
розпізнавання мовців критичного застосування із вейвлет-параметризацією мовного сигналу та класифікацією на інтервали «мова»/«пауза» з використанням згортальної нейромережі. Запропонований
авторами метод вейвлет-параметризації дозволяє обрати оптимальні параметри вейвлетперетворення відповідно до заданої користувачем похибки подання мовного сигналу. Також метод дозволяє здійснювати оцінювання втрат інформації залежно від вибраних параметрів неперервного
вейвлет-перетворення (НВП), що дозволило зменшити кількість обчислюваних коефіцієнтів НВП мовного сигналу на порядок із допустимим ступенем спотворення локального спектра НВП. Також запропоновано алгоритм детектування мовної активності із згортальним нейромережевим класифікатором, який показує високу якість сегментації мовних сигналів на інтервали «мова»/«пауза» та є стійким
до присутності у мовному сигналі вузькосмугового шуму і техногенних шумів за рахунок властивостей
згортальної нейромережі.
Ключові слова: автоматизована система розпізнавання мовців критичного застосування, детектування мовної активності, вейвлет-перетворення, згортальна нейромережа.
1. ВСТУП
Детектор мовної активності (voice activity
detector) – це алгоритм, призначений для розпізнавання інтервалів активної мови і пауз. Такі
алгоритми активно використовуються в системах
стільникового зв’язку, де на часових інтервалах пауз, передавання сигналу, як правило, не відбувається, а передається лише загальна інформація про
фон. У сфері сучасних прикладних інформаційних
систем найбільш часто із завданням детектування
мовної активності зіштовхуються у галузі стільникової телекомунікації, тому природно, що саме у цій
галузі створено найбільше алгоритмів детектування
мовної активності, які пройшли процедуру стандартизації із залученням відповідних профільних організацій. Зокрема, Міжнародний комітет ITU-T випустив детектори G.729 Annex B (G.729B) [1] і G.723.1
Annex A (G.723.1A) для можливості переривчастого
передавання
мовного
сигналу
(Discontinuous
transmission – DTX), Європейський інститут стандартизації ETSI рекомендував алгоритми детектування мовної активності GSM-FR, -HR і -EFR для європейських систем цифрового стільникового зв’язку [1].
Згодом ETSI представив адаптивні детектори мовної
активності AMR1 і AMR2 [1], для використання у
мережах третього покоління стандарту UMTS. Північноамериканські організації зі стандартизації
TIA&EIA представили алгоритми IS-96 і IS-127 [1].
Найчастіше у запропонованих алгоритмах як інформаційні ознаки для детектування інтервалів пауз
H 14
Computer Engineering
використовуються енергії сигналів у виділених частотних смугах і спектральна форма сигналу, проте
розглянемо принципи функціонування згаданих
алгоритмів детальніше.
В алгоритмі детектування мовної активності
G.729B запис мовного сигналу розбивається на інтервали тривалістю 10 мс. Віднесення сигналу на поточному інтервалі до одного із класів «мова»/«пауза»
відбувається на підставі аналізу значень чотирьох
характеристичних параметрів – різниці енергій
усього частотного діапазону, різниці енергій у діапазоні низьких частот, спотворення спектра у десяти
частотних смугах і різниці кількостей переходів амплітудою сигналу нульового. Мовний сигнал на поточному часовому інтервалі належить до класу «мова» якщо більшість із характеристичних параметрів
перевищують задані порогові рівні. Алгоритм детектування мовної активності G.723.1A функціонує
аналогічно вищеописаному і відрізняється від
G.729B лише тривалістю часових інтервалів аналізу
мовного сигналу, яка для алгоритму G.723.1A дорівнює 30 мс.
В алгоритмах детектування мовної активності
GSM-FR/HR/EFR, запропонованих ETSI, як характеристична ознака при класифікації мовного сигналу
використовується залишкова енергія, значення якої
під час прийняття рішення порівнюється з адаптивним порогом. Прогнозована залишкова енергія обчислюється як абсолютне значення різниці дійсної
енергії сигналу та прогнозованого її значення. Для
H
одержання прогнозованих значень енергії сигналу
використовується автокореляційна функція.
В алгоритмі детектування мовної активності
AMR1 утворюється смуговий фільтр, що розділяє
вхідний сигнал на дев’ять нерівномірних частотних
смуг, де нижні частотні смуги перекривають менший
частотний діапазон, порівняно зі смугами вищих
частот. Згідно з алгоритмом для кожної частотної
смуги обчислюється енергія сигналу та оцінюється
відношення сигнал/шум, для чого за допомогою авторегресійної моделі першого порядку розраховується енергія фонових шумів. Рішення щодо класу аналізованого інтервалу вхідного сигналу приймається
на підставі узагальнення результатів порівняння
суми оцінок відношень сигнал/шум для всіх частотних смуг з адаптивним пороговим значенням. На
відміну від алгоритму AMR1 в алгоритмі AMR2 застосовується швидке перетворення Фур’є вхідного
сигналу, який розбивають на 16 частотних смуг із
нерівномірним покриттям частотного діапазону –
ширина смуги збільшується із зростанням частоти.
Використовуючи спектрограми вхідного сигналу і
фонового шуму, обчислюється відношення сигнал/шум для кожної частотної смуги. Для опису енергії фонового шуму застосовується авторегресійна
модель першого порядку. Для уникнення надмірної
чутливості до нестаціонарних фонових шумівв алгоритмі проводиться оцінювання дисперсії миттєвих
значень міжінтервальних значень відношень сигнал/шум. Рішення щодо класу інтервалу вхідного
сигналу приймається на підстааві відношень пікових значень відношень сигнал/шум до середнього.
Асоціації TIA&EIA представили алгоритми
детектування мовної активності IS-96 і IS-127, де
вхідний сигнал розбивається на дві частотні смуги з
подальшим розрахунком енергії на часових інтервалах аналізу, значення яких використовується для
обчислення авторегресійної функції прогнозування
значень енергії. Смуга нижніх частот використовується для оцінювання фонового шуму, тоді як смуга
верхніх частот використовується для детектування
мовного сигналу. Рішення щодо класу інтервалу вхідного сигналу приймається на підставі порівняння
відношень сигнал/шум із значеннями адаптивних
порогів, що залежать від рівня фонового шуму і відношення сигнал/шум попереднього інтервалу.
Результати тестування вищеописаних алгоритмів
свідчать, що алгоритми детектування мовної активності ідентифікують інтервали мови і пауз з різною
ефективністю. Так, алгоритм G.729B найточніше
серед інших ідентифікує паузи, однак найгірше ідентифікує інтервали мови, для алгоритму IS-127 картина зворотна. Алгоритми GSM-EFR, AMR1 і AMR2
показують близькі результати класифікації інтервалів мови, а результати детектування інтервалів пауз
значно відрізняються. Алгоритм GSM-EFR найефективніше з-поміж інших сегментує мовний сигнал
при співвідношенні сигнал/шум більше ніж 15 дБ,
але із зменшенням шуму показує істотно гірші результати. Найбільш стійким до рівня шуму у сигналі
виявися алгоритм AMR2, якість сегментації для якого залишалася на середньому рівні для всіх досліджуваних рівнів сигнал/шум.
У класичній теорії розпізнавання образів [2] також вирішується завдання детектування мовної активності, яку ще називають сегментацією мовного
сигналу. Відомі алгоритми сегментують мовний сигнал на інтервали «мова»/«пауза» на підставі даних
енергії сигналу і кількості переходів через нульовий
рівень. Така параметризація мовного сигналу не
враховує особливостей частотного спектра корисного
сигналу і шуму, отже, не завжди дозволяє правильно
класифікувати інтервали, особливо за наявності у
сигналі вузькосмугового шуму або музичного фону.
Загалом використання спектрального аналізу для
детектування мовної активності не є оптимальним,
оскільки одержання спектра Фур’є пов’язано з використанням усього інтервалу аналізованого сигналу,
а короткочасний спектр Фур’є або має обмежену роздільну здатність у частотному просторі, або потребує
використання завеликих інтервалів аналізу у часовому просторі.
Аналіз наведеної інформації показав, що жоден
із досліджуваних алгоритмів не дозволяє здійснювати стабільну та якісну сегментацію мовного сигналу
на класи «мова» і «пауза» одночасно, що зумовлює
необхідність створення авторського методу сегментації для застосування в автоматизованих системах
розпізнавання мовців.
Отже, враховуючи специфіку автоматизованих
систем критичного застосування, необхідно створити
метод оцінювання втрат інформації про індивідуальні особливості мовного сигналу під час виконання
процедури детектування мовної активності із виділенням інтервалів «мова»/«пауза» у мовному сигналі.
Для цього необхідно розробити метод параметризації
мовного сигналу з можливістю оцінювання похибки
його представлення, сформулювали алгоритм класифікації на його підставі та провести емпіричне
дослідження одержаних теоретичних результатів.
2. ОСНОВНА ЧАСТИНА
2.1. Метод параметризації мовного сигналу для
подальшого детектування мовної активності
Завдання автоматизованого детектування мовної
активності передбачає параметризацію мовного сигналу для виявлення інтервалів «мова»/«пауза» і
нормалізації тривалості звучання мовних сигналів.
Таку операцію можна виконати, зокрема, застосувавши неперервне вейвлет-перетворення (НВП), що
дозволить обрати бажану роздільну здатність відображення локальних спектрів мовного сигналу маніпулюючи параметрами материнського вейвлета.
Необхідно відзначити, що одержані в результаті
внаслідок вейвлет-перетворення значення зсуву і
масштабу повинні максимально повно характеризувати мовний сигнал, проте їх кількість варто мінімізувати, формуючи лаконічний вектор характеристичних ознак і заощаджуючи обчислювальні ресурси.
У загальному випадку НВП сигнал ut  подається процедурою згортання [3–6]:
Journal of Engineering Sciences, Vol. 4, Issue 1 (2017), pp. H 14–H 20.
H 15

 t b 
Wu a ,b   ut  
dt ,
 a 

H
(1)
де a – масштаб (безрозмірна величина, обернено
пропорційна частоті); b – координати зсуву (у часовому просторі);  t ,a,b – двопараметрична вейвлетфункція (материнський вейвлет).
За материнський вейвлет у подальших дослідженнях автори обрали вейвлет Морле [4], оскільки
його частотно-часові характеристики аналогічні характеристикам базилярної мембрани слухової системи людини. Для застосування вейвлету Морле необхідно задавати параметр масштабу  , який визначає розмір вікна аналізу, і параметр домінантної
частоти  , який дозволяє варіювати вибірковістю
базису. Змінюючи значення цих параметрів, можна
досягти бажаної ширини частотного і часового вікон
(параметр  ) та високої точності апроксимації, використовуючи невелику кількість коефіцієнтів вейвлет-перетворення, внаслідок резонансу сигналу із
вейвлетом (параметр  ).
Вейвлет Морле за умови   4 забезпечує збереження нульового середнього і згасання зі зростанням частоти спектральних складових сигналу (перетворення Фур’є, ПФ) материнського вейвлету. Його
аналітичний вигляд такий:
 t  
1
4 
e jt  e

t2
2 2
.
Wu a ,b  
 t  b 2
t  b 
u t   exp  
 j
dt

2 2
2

a
a 
a 

4
. (3)
 2
2 2
кількість відліків,   1 f d і f d – крок і частота дискретизації відповідно, безпосереднє обчислення інтеграла НВП Wu a, b  чисельними методами, крім
проблеми збіжності для малих значень a, потребує
значних обчислювальних ресурсів. Для швидкого
обчислення НВП мовного сигналу можна скористатися алгоритмом, який ґрунтується на рівності Парсеваля [7]:
Wu a ,b  
am
2

 U    k .m  e  d ,
(5)
j b

де U   і    – перетворення Фур’є ut  і  t 
відповідно. У дискретній формі вираз (5) для значень a m і bn набирає вигляду
Wu m, n 
a

t b 
де функція e
 ht  b ,  описує часове вікно
змінної ширини і залежить від частоти.
Для оброблення сигналів за умови   4.5 значення параметра  за замовчуванням беруть таким,
що дорівнює 5, однак залежно від необхідної роздільної здатності за частотою або в часі параметр 
може набувати інших значень.
Для оброблення мовного сигналу, заданого множиною відліків ui  uti   ui , i  0,...,N 1 , де N –
(2)
Тоді НВП (1) для вейвлету Морле з урахуванням
(2) набирає вигляду [5, 6]:
1

am
2
N 1
C
k 0
k
 k .m  e
j
2nk
N
,
(6)
де C k - коефіцієнти дискретного перетворення
Фур’є (ДПФ) для відліків мовного сигналу ui , які
обчислюються за алгоритмом швидкого перетворення Фур’є (ШПФ). Відліки зсуву зазвичай задають
лінійною залежністю bn  bmin  bn , n  0,1,...,Nb  1 ,
b 
bmax  bmin
.
Nb  1
Для материнського вейвлету Морле існує вираз,
що встановлює зв’язок між масштабом і частотою:

f
a  н  н , де  н і f н – нормовані колова та лінійна

f
Вираз (6) визначає алгоритм розрахунку НВП, в
якому зворотне ДПФ обчислюється за допомогою
процедури БПФ. Перетворення Фур’є для вейвлету
частоти відповідно, які для вейвлету Морле розрахо-
Морле (2) має вигляд  a   2 e
   2  2 2
    2
вують за формулами н 
і fн 
.
4
2
У результаті поєднаємо параметри  і  із а співн      2     2 ,



2
2
2
a  
2


2
, де    – параметр, що хара н 
a
 1  1  2  2
ктеризує
НВП.
При
значенні
параметра
виконується умова  2  2 2 , що
дозволяє застосовувати наближені вирази a    ,
  2 5  4.472
 a   . І, в свою чергу, спрощує (3) до такого вигляду:
Wu a ,b  
H 16
1
4


 
u t   e

 
t b 
 2  a 2
2
2
2
відношеннями

 2
2 2
Computer Engineering
 e  j t b  dt ,
(4)
зволяє одержати функцію  k , m   2 e

, що до-
2kam 


2 
N 
2
2
.
Значення масштабувального параметра вейвлету
a пропонується оптимізувати для заощадження обчислювальних ресурсів при здійсненні процедури
параметризації мовного сигналу, для чого, враховуючи його природу, пропонується використати математичний апарат нелінійної апроксимації.
Визначимо бажану відносну похибку кроку частотної сітки для параметризації мовного сигналу за
умови зміни масштабувального параметра а як
0.5f   f   0.5 f 0  f 0    f 0  f 0  ,
де


f0
f0
f0
f0 , f0 , f0 – значення частоти спектральної складової

f cep
мовного сигналу при am1 ,am ,am1 значеннях масштабувального параметра відповідно, f  , f  , f cep –
абсолютні помилки при збільшенні і зменшенні масштабуючого параметра і середнє їх значення відповідно. Відносну похибку параметризації мовного сигналу з урахуванням зміни масштабувального параметра для узагальненої апроксимувальної функції
a a  am1 
визначимо виразом   m m1
. Тоді критерій
2am1am1
бного параметра для максимальної частоти при відносній похибці кроку частотної сітки  ; подамо як
для визначення припустимої похибки в частотному
просторі при зміні масштабувального параметра має
вигляд    .
Сформулюємо умови, які повинна забезпечити
функція, що апроксимує зміни масштабувального
параметра:
1. Монотонне зростання функції – am1  am .
V 
2. Монотонне зростання масштабуючого параметра – am1  am  am  am1 або 0.5am1  am1   am .
3. Значення відносної похибки кроку частотної сітки не повинно перевищувати задану помилку –
am am1  am1 
 .
2am1am1
Пересвідчимося, що показникова функція, яка
апроксимує зміни масштабувального параметра,
am  a0C dm , m  0, 1,..., M задовольняє сформульовані
вище
умови
при
значенні
ступеня
C:
1  C  e  2.71828d  0, де d - константа в показнику ступеня. У загальному вигляді показникові апроксимувальні функції можна подати у вигляді
константи
в
показниках
am  a0 2m  a0em , де
пов’язані відношенням    ln 2 , a0   t – мінімальне значення масштабу вейвлету, де t – ефективний розмір материнського вейвлета у часовому просторі, який для вейвлету Морле дорівнює t  
2.
Загалом a0  2 f d .
Номер найбільшого відліку масштабного параметра розраховується за формулою

a
M   1 log 2  M
 a0

де

  1  aM
   ln

a
 
 0
  1  f d 
   ln 


 f 
 
 min 
,
(7)
– закруглення до більшого цілого числа; f min –
мінімальна основна частота в спектрі мовного сиг   2 2  2    2  2
налу;   f н t  f н 2 0.5 
–

4 2
4 2
константа для вейвлету Морле.
Значення М-го відліку масштабного параметра розраховується за формулою
aM 
f
2
 a0 d .
f min
f min
(8)
Оцінити перевагу від застосування показникової
функції, що апроксимує зміни масштабувального
параметра порівняно з лінійною, можна відношенням V  N aлін M , де кількість відліків масштабувального параметра при лінійній функції апроксимації
a  a min a M  a 0
a
N aлін  max

 M , де  a – крок масштаa
a
a M  a0
a
a  a1  a0 
2

2
  f d  f d  f d
1 f 
N aлін    d 
  f min 

2 
f d 1  
2 .
f d

 1
і вираз для обчислення
Тоді
V
такий:
 f 
fd
ln  d  .
f min
 f min 
Зменшити кількість коефіцієнтів НВП мовного
сигналу можна, здійснюючи їх проріджування, тобто
використовуючи для параметризації мовного сигналу лише ті коефіцієнти НВП, які йдуть через p відліків (з усього набору відліків сигналу i  0, N  1 ) Під
час проріджування в p разів крок зсуву для обчислюваних коефіцієнтів НВП розраховуватимемо за
формулою b  p , де p – коефіцієнт проріджування. Кількість відліків зсуву після процедури проріджування опишемо відношенням Nb  N p . Введемо показник спотворення локального спектра НВП
при проріджуванні в p разів QW , який описуватимемо відношенням
 E m, i   E m, i 
M N 1
QW 
вих
2
пр
m 0 i 0
 E m, i 
M N 1
вих
 100 %
(9)
2
m 0 i 0
де E вих m , i  і E пр m,i  – відповідно вихідний і проріджений локальний спектр НВП у логарифмічному
масштабі.
2.2. Емпіричні дослідження детектування мовної активності із застосуванням авторського
методу параметризації мовного сигналу
Експериментальне дослідження ефективності запропонованого авторами алгоритму детектування
мовної активності згортальною нейромережею [8] із
вищеописаним методом параметризації мовного сигналу проводилося на підставі мовного матеріалу із
безкоштовної бази еталонних записів NOIZEUS [9] –
спеціалізованої бази даних Школи інжинірингу та
комп’ютерних наук Еріка Джонсона при Університеті Техасу в Далласі, США, яка використовується для
дослідження алгоритмів покращання звуку і складається з 30 речень англійської розмовної мови, вимовлених трьома чоловіками та трьома жінками (по 5 на
кожного мовця, частота дискретизації записів становить 25 кГц, але для додавання шуму була зменшена до 8 кГц) та записів типових побутових і техногенних шумів.
Оцінювання втрати інформації з мовного сигналу
унаслідок його прорідження обчислювалося за допомогою виразу (9) для мовного сигналу із частотою
дискретизації f d  8 кГц та загальною тривалістю
N  3000 відліків. Одержані результати у вигляді
залежності коефіцієнту прорідження р від кількості
відліків зсуву після процедури проріджування N b та
показника спотворення локального спектра НВП QW
подано на рисунку 1.
Journal of Engineering Sciences, Vol. 4, Issue 1 (2017), pp. H 14–H 20.
H 17
Рисунок 1 – Залежність втрати інформації з мовного
сигналу від ступня його прорідження
H
Як бачимо з рис. 1, локальний спектр НВП мовного сигналу при значенні коефіцієнта р  10 зазнає
незначних спотворень ( QW  2 ), що дозволяє зменшити на порядок кількість обчислюваних коефіцієнтів НВП і заощадити апаратні ресурси системи.
Синтез алгоритму детектування мовної активності на підставі методу прорідження локальних спектрів НВП проведемо з урахуванням особливостей
сприйняття звуку людиною, які описуються перцептуальною моделлю [10].
Модель розділяє спектр мовного сигналу на критичні частотні смуги. Кожна критична смуга частотного діапазону мовлення за компонентою шуму в ній
сприймається як єдине ціле, тому для адекватного
слухового сприйняття важливою є потужність шуму
в смузі.
Відповідно до перцептуальної моделі частотний
діапазон 0–23 500 Гц розбивається на 25 критичних
смуг, ширина яких поступово зростає від 100 до
8 000 Гц [10]. Якщо діапазон мовного сигналу обмежений частотою 8 кГц, то можна або обмежитися 22
критичними смугами, або використати стандартні
алгоритми підвищення частоти дискретизації, зокрема до 22 кГц, із незначним спотворенням вхідного
сигналу. Враховуючи критичне застосування автоматизованої системи розпізнавання мовців, у якій
використовуватиметься синтезований алгоритм детектування мовної активності, автори обрали перший варіант і використали для фільтрації мовного
сигналу смуговий фільтр із 22 критичних смуг перцептуальної моделі.
Алгоритм детектування мовної активності для
автоматизованої системи розпізнавання мовців критичного застосування складається із таких етапів:
1. Одержання сегмента мовного сигналу тривалістю 10 мс.
2. Проходження сегментом мовного сигналу смугового фільтра, створеного із урахуванням перцептуальної моделі.
3. Обрання параметрів НВП з урахуванням (9).
4. Одержання коефіцієнтів НВП для сигналів із
кожної зі смуг фільтра та обчислення їх потужності.
5. Передавання візуального зображення потужності коефіцієнтів НВП на згортальну нейромережу
для прийняття рішень щодо належності аналізованого сименсу до класів «мова»/«пауза».
6. Перехід до наступного сегмента.
Інфографіка описаного алгоритму із видаванням
основних параметрів згортальної нейромережі наведена на рисунку 2 (кількість смуг фільтра – 10).
Рисунок 2 – Схема алгоритму сегментації мовного сигналу на інтервали
«мова»/«пауза» на підставі локального спектра НВП
H 18
Computer Engineering
Результати тестування запропонованого алгоритму наведені на рисунку 3. Для тестування використовувався матеріал бази еталонних записів
NOIZEUS без додавання до мовного сигналу шуму
та із додаванням техногенних шумів до одержання
співвідношення шум/сигнал 5, 10, 15 дБ відповідно.
Якість алгоритму розраховувалася як відношення
тривалості правильно розпізнаних сегментів до загальної тривалості звучання тестового мовного матеріалу.
Рисунок 3 – Порівняння якості алгоритмів
детектування мовної активності
Як бачимо із рисунка 3, авторський алгоритм показує найвищу якість сегментації мовного матеріалу
на відрізки «мова»/«пауза», проте тривалість генерування висновку авторського алгоритму у 5–6 разів
триваліша порівняно з конкурентами. Втім, роботу
авторського алгоритму можна пришвидшити знизивши вимоги до якості параметризації мовного сигналу (збільшити інтервал прорідження р ), але це
призведе до погіршення якості сегментації.
3. ВИСНОВКИ
Автори дослідили питання детектування мовної
активності в контексті використання в автоматизованій системі розпізнавання мовців критичного застосування. В роботі запропоновано метод параметризації мовного сигналу для виявлення інтервалів
«мова»/«пауза» і нормалізації тривалості звучання
мовних сигналів із динамічним вибором параметрів
вейвлет-перетворення відповідно до інтенсивності
локального спектра НВП. Також метод дозволяє оцінювати втрати інформації залежно від вибраних
параметрів неперервного вейвлет-перетворення, що
дозволило зменшити кількість обчислювальних коефіцієнтів НВП мовного сигналу на порядок при значенні показника спотворення локального спектра
НВП менше ніж 2 %. Застосування вейвлетперетворення для параметризації мовного сигналу
дозволило з потрібною чутливістю здійснювати аналіз мовного сигналу у частотному та часовому діапазонах і з урахуванням запропонованого методу прорідження мовного сигналу виявляється більш обчислювально ефективним порівняно з традиційним
аналізом Фур’є.
Створений на підставі запропонованого методу
вейвлет-параметризації мовного сигналу алгоритм
детектування мовної активності із згортальним нейромережевим класифікатором показує високу якість
сегментації мовних сигналів на інтервали «мова»/«пауза» і є стійким до наявності у мовному сигналі вузькосмугового шуму та техногенних шумів за
рахунок властивих згортальній нейромережі властивостей. До недоліків обраного способу класифікації
можна віднести значну ресурсомісткість на етапі
навчання класифікатора, яка, втім, компенсується
запропонованим авторами методом прорідження
локального спектра НВП.
Speech activity detection for the automated speaker recognition system of critical use
M. M. Bykov1), V. V. Kovtun1), O. O. Maksimov1)
1) Vinnytsia
National Technical University, 95 Khmelnytske Av., 21021, Vinnytsia, Ukraine
In the article, the authors developed a method for detecting speech activity for an automated system
for recognizing critical use of speeches with wavelet parameterization of speech signal and classification at
intervals of “language”/“pause” using a curvilinear neural network. The method of wavelet-parametrization
proposed by the authors allows choosing the optimal parameters of wavelet transformation in accordance
with the user-specified error of presentation of speech signal. Also, the method allows estimating the loss
of information depending on the selected parameters of continuous wavelet transformation (NPP), which
allowed to reduce the number of scalable coefficients of the LVP of the speech signal in order of magnitude
with the allowable degree of distortion of the local spectrum of the LVP. An algorithm for detecting speech
activity with a curvilinear neural network classifier is also proposed, which shows the high quality of segmentation of speech signals at intervals "language" / "pause" and is resistant to the presence in the speech
signal of narrowband noise and technogenic noise due to the inherent properties of the curvilinear neural
network.
Keywords: automated speaker recognition system of critical use, speech activity detection, wavelet transformation, convolution neural network.
Journal of Engineering Sciences, Vol. 4, Issue 1 (2017), pp. H 14–H 20.
H 19
Детектирование речевой активности в автоматизированной
системе распознавания диктора критического применения
Н. М. Быков1), В. В. Ковтун1), А. А. Максимов1)
1) Винницкий
национальный технический университет,
Хмельницкое шоссе, 95, 21021, г. Винница, Украина
В статье авторы разработали метод выявления речевой деятельности для автоматизированной
системы распознавания критического использования языков с вейвлет-параметризацией речевого
сигнала и классификации с интервалами «языка»/«паузы» с помощью криволинейной нейронной сети.
Предложенный авторами метод вейвлет-параметризации позволяет выбирать оптимальные
параметры вейвлет-преобразования в соответствии с заданной пользователю ошибки представления
речевого сигнала. Также метод позволяет оценить потерю информации в зависимости от выбранных
параметров непрерывного преобразования вейвлета (АЭС), что позволило уменьшить количество
масштабируемых коэффициентов ЛВП речевого сигнала в порядке величины с допустимой степенью
искажения локальный спектр LVP. Также предложен алгоритм обнаружения речевой активности с
классифицируемой криволинейной нейронной сетью, показывает высокое качество сегментации
речевых сигналов с интервалами «язык»/«пауза» и устойчива к присутствиям в речевом сигнале
узкополосных шумов и техногенных шумов, за счет свойств, обладаемых криволинейной нейронной
сетью.
Ключевые слова: автоматизированная система распознавания дикторов критического применения,
детектирования речевой активности, вейвлет-преобразования, сверточная нейросеть.
СПИСОК ВИКОРИСТАНИХ ДЖЕРЕЛ
H
1. Kondoz A. M. Digital Speech. Coding for Low Bit Rate
Communication Systems / A. M. Kondoz. – John Wiley &
Sons, Ltd., 2004. – 442 p.
2. Рабинер Л. Р. Цифровая обработка речевых сигналов /
Л. Р. Рабинер, Р. В. Шафер. – Москва : Радио и связь,
1981. – 593 c.
3. Короновский А. А. Непрерывный вейвлет-анализ и его
приложения / А. А. Коронский, А. А. Храмов. – Москва :
Физматлит, 2003. – 176 с.
4. Горшков Ю. Г. Новые решения речевых технологий
безопасности / Ю. Г. Горшков // Специальная техника –
2006. – № 4. – С. 1–13.
5. Huang X. Spoken language processing: a guide to theory,
algorithm, and system development / X. Huang, A. Acero,
H. Hon. – Prentice Hall PTR, 2001. – Р. 936.
6. Добеши И. Десять лекций по вейвлетам / И. Добеши ;
пер. с англ. – Ижевск : НИЦ «Регулярная и хаотическая
динамика», 2001. – 464 с.
7. Бурнаев Е. В. Применение вейвлет преобразования для
анализа сигналов / Е. В. Бурнаев. – Москва : МФТИ,
2007. – 138 с.
8. CS231n: Convolutional Neural Networks for Visual Recognition [Електронний ресурс]. – Режим доступу :
http://cs231n.github.io/convolutional-networks.
9. NOIZEUS: Noisy speech corpus – Univ. Texas-Dallas
[Електронний
ресурс].
–
Режим
доступу :
http://ecs.utdallas.edu/loizou/speech/noizeus.
10. Рабинер Л. Теория и применение цифровой обработки
сигналов / Л. Рабинер, Б. Гоулд ; пер. с англ. – Москва :
Мир, 1978. – 848 с.
REFERENCES
1. Kondoz, A. M. (2004). Digital Speech. Coding for Low Bit
Rate Communication Systems. John Wiley & Sons, Ltd.
2. Rabiner, L. R., Shafer, R. V. (1981). Tsyfrovaia obrabotka
rechevykh syhnalov [Digital processing of speech signals].
Moskow, Radio i sviaz [in Russian].
3. Koronovskiy, А. А., Khramov, А. А. (2003). Nepreryvnyi
veivlet-analyz y eho prylozhenyia [Continuous wavelet analysis and its applications]. Moskow, Fizmatlit [in Russian].
4. Horshkov, U. H. (2006). Novye reshenyia rechevykh
tekhnolohyi bezopasnosty [New solutions of speech safety
technologies]. Spetsyal’naya tekhnika, 4, 1–13.
5. Huang, X., Acero, A., Hon, H. (2001). Spoken language
processing: a guide to theory, algorithm, and system development. Prentice Hall PTR, 936.
H 20
Computer Engineering
6. Dobeshi, I. (2001). Desiat lektsyi po veivletam (perevedeno
s anhlyiskoho) [Ten lectures on wavelets (translated from
English)]. Izhevsk, NIC [in Russian].
7. Burnaev,
E.
V.
(2007).
Prymenenye
veivlet
preobrazovanyia dlia analyza syhnalov [Wavelet transformation for signal analysis]. Moskow, MFTI [in Russian].
8. CS231n: Convolutional Neural Networks for Visual Recognition. Retrieved from http://cs231n.github.io/convolutionalnetworks.
9. NOIZEUS: Noisy speech corpus - Univ. Texas-Dallas. Retrieved from http://ecs.utdallas.edu/loizou/speech/noizeus.
10. Rabiner, L., Hould, B. (1978). Teoriya i primenenie
tsyfrovoi obrabotki signalov [Theory and application of digital
signal processing]. Moscow, Mir [in Russian].
JOURNAL OF ENGINEERING SCIENCES
ЖУРНАЛ ІНЖЕНЕРНИХ НАУК
ЖУРНАЛ ИНЖЕНЕРНЫХ НАУК
Web site: http://jes.sumdu.edu.ua
Volume 4, Issie 1 (2017)
УДК 656.7.082
Анализ проблемы вынужденных посадок воздушных суден на водную
поверхность и методов тренажерной подготовки экипажей
В. Н. Неделько1), В. Н. Стратонов1)
1) Кировоградская
летная академия Национального авиационного университета,
ул. Добровольского, 1, 25005, г. Кропивницкий, Украина
Article info:
Paper received:
The final version of the paper received:
Paper accepted online:
Correspondent Author’s Address:
April 11, 2017
May 26, 2017
May 30, 2017
nvn60@ukr.net
Статья посвящена актуальной проблеме аварийных происшествий, связанных с вынужденными
посадками воздушных суден на водную поверхность. Основное содержание исследования составляет
анализ статистических данных и классификации приводнений. В статье раскрыты основные причины, которые приводят к вынужденным посадкам воздушных суден. Анализ происшествий интересен
для нас, так как он может выявить недостатки и проблемы при спасании, а также недостатки аварийно-спасательного оборудования. Значительное внимание уделяется анализу тренажеров для летных и кабинных экипажей. На основании анализа проблемы устанавливается необходимость проведения регулярного обучения и тренировок.
Для проведения полноценного исследования, касающегося проблемы вынужденных посадок воздушных суден на водную поверхность, были использованы следующие методы: метод сравнения, метод обобщения, метод анализа данных.
H
Ключевые слова: вынужденная посадка на воду, приводнение, тренировка экипажей, тренажер,
авария.
1. ВВЕДЕНИЕ
2. ОСНОВНАЯ ЧАСТЬ
По данным Украэроруха, только в 2011 году над
территорией, которую обслуживает Украина, было
выполнено 484 266 полетов. Причем значительная
часть полетов приходится на полеты над Черным и
Азовским морями. Всего над поверхностью морей
проходит более 20 воздушных коридоров, среднее
количество полетов за сутки на большинстве коридоров составляет от 10 до 50. Также стоит отметить,
что средний максимальный взлетный вес воздушных
суден (ВС), пересекающих Черное море, составляет
более 150 тонн [1]. Начиная с 2014 года, пассажиропоток существенно упал, в связи с боевыми действиями на востоке страны, но наблюдается тенденция
к возобновлению интенсивности полетов.
Статистика вынужденных (осознанных и подготовленных) приводнений, приведенная в базе данных сайта Aviation Safety Network, свидетельствует,
что в мире в период с 1942 по 2009 год было зафиксировано 292 приводнений, в которых погибло 2 648
человек [2–3].
Таким образом, проблема сохранения жизни при
вынужденных посадках на воду на сегодняшний
день остается актуальной.
2.1. Обзор литературных источников
С точки зрения возможности оказания помощи
пострадавшим, летные происшествия над водной
поверхностью условно подразделяют на 3 типа [4-5].
К первому типу относятся происшествия с неуправляемым падением на воду летательного аппарата с большой вертикальной скоростью. Стоит отметить, что спасение людей при таких происшествиях
носит случайный характер. Ко второму типу относятся непреднамеренные посадки на воду, происходящие во время взлета или посадки воздушного судна
над водным пространством. К третьему типу относят
подготовленные вынужденные посадки, когда во
время полета из-за технических неисправностей летательный аппарат выполняет посадку на воду.
Анализ происшествий третьего типа наиболее интересен для нас, так как он может выявить недостатки
и проблемы при спасании людей, а также недостатки аварийно-спасательного оборудования.
В руководстве аэронавигационной информации
(Aeronautical Information Manual), которым руководствуются США, описываются рекомендации при
приводнении [6]. В частности, приводятся графические рекомендации по посадке самолета непосредственно на водную поверхность. Также приводятся три
Journal of Engineering Sciences, Vol. 4, Issue 1 (2017), pp. H 21–H 25.
H 21
H
основных фактора, влияющих на успешность вынужденной посадки на воду. В порядке важности они
имеют следующий вид:
1. Состояние моря, сила и направление ветра.
2. Тип ВС.
3. Мастерство и техника пилота.
Проанализировав аварийные происшествия, связанные с приводнением, можно отметить что основными причинами, приводящие к вынужденным посадкам на воду, являются:

посадка из-за неработающих или выключенных двигателей (посадка Як-40 под Киевом,
бортмеханик случайно выключил двигатели);

недостаток топлива (посадка ATR-72 у Палермо, был установлен датчик для другой модификации воздушного судна, который показывал ложные показатели) [7];

акт незаконного вмешательства в работу
экипажа ВС (посадка Boeing 767-200ER у Коморских
островов) [8];

попадание птиц в работающие двигатели ВС
(посадка Аэробуса 320 на Гудзон) [9];

ошибка экипажа, неправильно принятое
решение (посадка Ту-124 на Неву, посадка Ту-134 на
Икшинское водохранилище) [10–11];

пожар внутри ВС или его двигателей (посадка Ан-24 на реку Обь) [12].
По вопросам нормативно-правовой базы при подготовке к действиям, связанных с вынужденной посадкой на водную поверхность, руководствуются международными и национальными документами. К
примеру, в США это документы JAA/EU-OPS, а также правила Федеральной авиационной администрации (FAA). В Украине используют только JAA/EUOPS. Срок действия сертификата, подтверждающего
пройденную подготовку, разниться в зависимости от
страны, тренажерного центра и конкретного вида
подготовки и составляет от 1 до 4 лет.
2.2. Цель работы
Проведя краткий анализ проблемы обеспечения
безопасности во время выполнения приводнений,
было выявлено ряд недостатков, требующих устранения:

недостаточная информационная поддержка
экипажа в вопросах подбора оптимального места
выполнения приводнения;

отсутствия единой реалистичной программы
подготовки экипажей к действиям во время проведения эвакуации с приводнившегося ВС, которая бы
учитывала все возможные факторы, влияющие на
выживаемость.
В данной статье вышеперечисленные проблемы
будут исследованы более детально, в результате чего
будут предложены пути решения и намечен вектор
дальнейшей научной работы.
2.3. Материалы и методы
Для проведения полноценного исследования, касающегося проблемы вынужденных посадок ВС на
водную поверхность, были использованы следующие
методы: метод сравнения, метод обобщения, метод
анализа данных. Перечисленные методы были направлены на исторический экскурс проблемы, при-
H 22
Computer Engineering
ведение статистических данных авиационных происшествий, исследования нормативной базы, регулирующую подготовку экипажей, а также обзор основных типов существующих тренажеров.
2.4. Результаты исследования
Исследовав аварийные происшествия, можно отметить, что вынужденных посадок на воду больших
пассажирских ВС без жертв было всего несколько.
Все они относятся к третьему типу и выполнялись
преимущественно на акваторию рек и вблизи крупных городов. К ним можно отнести посадку Ту-124 на
Неву, посадку самолета Boeing 737 в центральной
Яве (Индонезия), при которой никто не погиб и всего
несколько человек получили травмы [13]. Также
следует упомянуть недавнюю посадку на реку Гудзон самолета Airbus A320 [9], где все из 150 пассажиров выжили. Из этого следует, что, имея возможность к маневрированию, задача экипажа сводиться
к визуальному поиску наиболее пригодной площадки для посадки, учитывая направление ветра, направление и высоту волн, а также на отсутствие естественных или искусственных преград. Нерешенной задачей остается отсутствие эффективных систем поддержки принятия решений, которые бы информировали экипаж об оптимальном месте приводнения, учитывая расположенные в области достижимости населенные пункты, их инфраструктуру,
которую возможно задействовать для оказания помощи пострадавшим. Дополнительными факторами,
которые необходимо учитывать, являются наличие
разветвлённых путей сообщения (дорожной инфраструктуры), способных связать место авиационного
происшествия и медучреждения. Важно отметить,
что именно благодаря тому, что приведенные выше
авиационные происшествия произошли в таких
крупных и развитых населённых пунктах, как НьюЙорке и Ленинграде, удалось оперативно оказать
помощь пострадавшим и избежать многочисленных
жертв.
Также нами были проведены исследования, целью которых был сравнительный анализ уже существующих тренажеров, а также методик тренировок с
их использованием. После исследования было выделено 3 основных типа тренажера.
Первый тип тренажера, наиболее технически
простой, представляет собой фюзеляж (модель фюзеляжа) ВС или вертолета, либо списанное ВС, которое находиться на водной поверхности (рис. 1).
Рисунок 1 – Тренажер первого типа
На таком типе тренажеров в зависимости от комплектации на его борту можно отрабатывать следующие элементы: отработку навыков по открытию
аварийных выходов, порядок включения аварийного
освещения, размещение, устройство и тактикотехнические характеристики авиационных спасательных плавсредств, отработку навыков по применению плавсредств и средств эвакуации, отработку
взаимодействия членов экипажа при вынужденной
посадке на воду, оказание доврачебной медицинской
помощи.
Второй тип тренажеров – это модульный тренажёр для отработки эвакуации (рис. 2).

недостаточный
уровень
реалистичности
имитации факторов окружающей среды, влияние
которой, зачастую, негативно сказывается на дальнейшем выживании уже эвакуировавшихся с тонущего ВС;

отсутствие четкого алгоритма упражнений,
которые бы соответствовали фазам эвакуации на
борту ВС;

отсутствие учета влияния возможной деформации фюзеляжа (или его составных частей) во
время приводнения, которое оказывает влияние на
способность к открытию дверей (люков).
H
Рисунок 2 – Модульный тренажёр
для отработки эвакуации
Этот тренажер имитирует подводную дезориентацию, вызванную быстрым затоплением опрокинутого вертолета или ВС. Его можно погружать в водоем как полностью, так и под определенным углом.
Типы тренировок, которые могут быть выполнены с использованием такого тренажера, включают
следующие: упражнения с имитацией ночного времени и дыма, упражнения с огнетушителем, упражнения по эвакуации пострадавших с затопленного
тренажера, упражнения с использованием аварийной дыхательной системы, упражнения по использованию спасательного плота и аварийного оборудования, перемещение по салону от изначального местонахождения к запасному выходу.
Следующий тренажер представляет собой стул,
имитирующий кресло вертолета или легкого ВС
(рис. 3). Во время тренировки стул под наблюдением
инструктора и спасателей переворачивают и обучающийся должен освободиться от ремня безопасности и всплыть. Изготавливается из легковесного
алюминия, использующегося в морской промышленности. В процессе обучения тренажер может проворачиваться относительно любой оси (X,Y,Z).
Проведенный анализ тренажеров и методик тренировок к ним выявил «белые пятна» в подготовке,
игнорирование которых существенно снижает возможность к проведению успешной эвакуации.
Среди недостатков следует отметить следующие:

практически полное игнорирование «психологической» сопутствующей эвакуации, выражающейся в панике на борту во время авиационного
происшествия, давке, игнорировании команд от
представителей экипажа;
Рисунок 3 – Тренажер, моделирующий кресло ВС
3. ВЫВОДЫ
В статье проведены следующие исследования:

установлены причины, приводящие к приводнениям;

на основе анализа приводнений (без человеческих жертв) выведена причинно-следственная
связь между местом авиационного происшествия и
выживаемостью;

проведен сравнительный анализ тренажерных комплексов и методик подготовки, используемых во время обучения экипажей ВС.
После проведенного анализа и выявления недостатков в системе обеспечения безопасности во время
проведения вынужденной посадки ВС на водную
поверхность нами принято решение о проведении
последующих исследований (используя метод экспертных оценок) среди пилотов гражданской авиации, а также специалистов по поиску и спасанию со
следующими целями:

выявить и оценить степень влияния факторов, влияющих на процесс приводнения ВС;

выявить и оценить степень пригодности
элементов инфраструктуры населенных пунктов,
которые можно задействовать для предоставления
помощи пострадавшим во время авиационного происшествия, связанного с приводнением;

выявить и оценить степень влияния факторов, сопутствущих процессу эвакуации с приводнившегося ВС.
Journal of Engineering Sciences, Vol. 4, Issue 1 (2017), pp. H 21–H 25.
H 23
Analysis of the problem of forced landing of aircraft on water surface and
methods of simulation of aircraft crews at aircraft accidents of this type
V. M. Nedilko1), V. M. Stratonov1)
1) Kyrovohrad
Summer Aviation Academy of National Aviation University,
1 Dobrovolsky St., 25005, Kropyvnytskyi, Ukraine
The article is devoted to an actual problem of emergency incidents of forced landing of aircraft on the
water surface. The main content of the research is the analysis of statistical data and classification splashdown. The article reveals the main reasons that lead to the forced landing of aircraft. Analysis of accidents
is interesting for us, as it can reveal the shortcomings and problems in the Rescue and disadvantages of
rescue equipment. Considerable attention is paid to the analysis of simulators for flight and cabin crew.
Based on the analysis of the problem the need for regular training and exercises is established.
To conduct a full-fledged study on the problem of forced landing of airborne vessels on the water surface, the following methods were used: comparison method, generalization method, data analysis method.
Keywords: ditching, splashdown, crew training, simulator, accident.
Аналіз проблеми вимушених посадок повітряних суден на водну поверхню
та методів тренажерної підготовки екіпажів
В. М. Неділько1), В. М. Стратонов1)
H
1) Кіровоградська
льотна академія Національного авіаційного університету,
вул. Добровольського, 1, 25005, м. Кропивницький, Україна
Стаття присвячена актуальній проблемі аварійних подій, пов'язаних із вимушеними посадками
повітряних суден на водну поверхню. Основний зміст дослідження становить аналіз статистичних даних і класифікації приводнення. У статті розкрито основні причини, що призводять до вимушених посадок повітряних суден. Аналіз подій цікавий для нас, оскільки він може виявити недоліки і проблеми під час рятування, а також недоліки аварійно-рятувального обладнання. Значна увага приділяється аналізу тренажерів для льотних і кабінних екіпажів. На підставі аналізу проблеми встановлюється необхідність проведення регулярного навчання та тренувань.
Для проведення повноцінного дослідження, що стосується проблеми вимушених посадок повітряних суден на водну поверхню, були використані такі методи: метод порівняння, метод узагальнення,
метод аналізу даних.
Ключові слова: вимушена посадка на воду, приводнення, тренування екіпажів, тренажер, аварія.
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННІХ ИСТОЧНИКОВ
1. Сайт ГП «Украерорух» [Электронный ресурс]. – Режим
доступа : http://uksatse.ua/index.php?act=Part&CODE=229.
2. Aviation Safety Network [Электронный ресурс]. – Режим
доступа : http://aviation-safety.net/database/dblist.php?Event
=REED.
3. Aviation Safety Network [Электронный ресурс]. – Режим
доступа : http://aviation-safety.net/database/dblist.php?Event
=RECW.
4. Fisher L. J. Factor affecting Ditching of New Transport
Airplanes / L. J. Fisher // Aircraft Safety and Operating Problems, NASA-SP-270. – 1971. – P. 1–10.
5. Snyder R. G. Advanced Techniques in Crash Impact Protection and Emergency Egress from Air Transport Aircraft //
AGARD-AD-221, 1976.
6. Aeronautical Information Manual / Federal Aviation Administration, 2012.
7. Aviation Safety Network [Электронный ресурс]. – Режим
доступа : http://aviation-safety.net/database/record.php?id=
20050806-0.
H 24
Computer Engineering
8. Aviation Safety Network [Электронный ресурс]. – Режим
доступа : http://aviation-safety.net/database/record.php?id=
19961123-0.
9. National Transportation Safety Board. 2010. Loss of
Thrust in Both Engines After Encountering a Flock of Birds
and Subsequent Ditching on the Hudson River, US Airways
Flight 1549, Airbus A320-214, N106US, Weehawken, New
Jersey, January 15, 2009. Aircraft Accident Report
NTSB/AAR-10 /03. Washington, DC.
10. Авиационные происшествия, инциденты и авиакатастрофы в СССР и России [Электронный ресурс]. – Режим
доступа : http://www.airdisaster.ru/database.php?id=220.
11. Авиационные происшествия, инциденты и авиакатастрофы в СССР и России [Электронный ресурс]. Режим доступа : http://www.airdisaster.ru/database.php?id=536.
12. Авиационные происшествия, инциденты и авиакатастрофы в СССР и России [Электронный ресурс]. – Режим
доступа : http://www.airdisaster.ru/database.php?id=860.
13. Aviation Safety Network [Электронный ресурс]. – Режим
доступа : http://aviationsafety.net/database/record.php?id=
200201160.
REFERENCES
1. Sayt GP Ukraerorukh [Elektronnyy resurs]. Rezhim
dostupa : http://uksatse.ua/index.php?act=Part&CODE=229.
2. Aviation Safety Network [Elektronnyy resurs]. Rezhim
dostupa : http://aviation-safety.net/database/dblist.php?Event
=REED.
3. Aviation Safety Network [Elektronnyy resurs]. Rezhim
dostupa : http://aviation-safety.net/database/dblist.php?Event
=RECW.
4. Fisher, L. J. (1973). Factor affecting Ditching of New
Transport Airplanes.
5. Snyder, R. G. (1976). Advanced Techniques in Crash Impact Protection and Emergency Egress from Air Transport
Aircraft, AGARD-AD-221.
6. Aeronautical Information Manual / Federal Aviation Administration, 2012.
7. Aviation Safety Network [Elektronnyy resurs]. Rezhim
dostupa : http://aviation-safety.net/database/record.php?id=
20050806-0.
8. Aviation Safety Network [Elektronnyy resurs]. Rezhim
dostupa : http://aviation-safety.net/database/record.php?id=
19961123-0.
9. National Transportation Safety Board. 2010. Loss of
Thrust in Both Engines After Encountering a Flock of Birds
and Subsequent Ditching on the Hudson River, US Airways
Flight 1549, Airbus A320-214, N106US, Weehawken, New
Jersey, January 15, 2009. Aircraft Accident Report
NTSB/AAR-10 /03. Washington, DC.
10. Aviatsionnye proisshestviya, intsidenty i aviakatastrofy v
SSSR i Rossii [Elektronnyy resurs]. Rezhim dostupa :
http://www.airdisaster.ru/database.php?id=220.
11. Aviatsionnye proisshestviya, intsidenty i aviakatastrofy v
SSSR i Rossii [Elektronnyy resurs]. Rezhim dostupa :
http://www.airdisaster.ru/database.php?id=536.
12. Aviatsionnye proisshestviya, intsidenty i aviakatastrofy v
SSSR i Rossii [Elektronnyy resurs]. Rezhim dostupa :
http://www.airdisaster.ru/database.php?id=860.
13. Aviation Safety Network [Elektronnyy resurs]. Rezhim
dostupa : http://aviationsafety.net/database/record.php?id
=200201160.
H
Journal of Engineering Sciences, Vol. 4, Issue 1 (2017), pp. H 21–H 25.
H 25
JOURNAL OF ENGINEERING SCIENCES
ЖУРНАЛ ІНЖЕНЕРНИХ НАУК
ЖУРНАЛ ИНЖЕНЕРНЫХ НАУК
Web site: http://jes.sumdu.edu.ua
Volume 4, Issue 1 (2017)
CAxTE-2017: Workshop on Computer-aided Technologies in Engineering
(Technical University of Košice, Prešov, Slovakia, October 4–5, 2017)
CAxTE-2017 is the workshop addressing current and future trends in implementation and development of
computer-aided systems and ICT tools for engineering tasks.
CAxTE-2017 brings together researchers from academic institutions, leading industrial companies, and government laboratories for promoting computer-aided technologies in engineering. The workshop schedule will include technical sessions, expert panels, an exhibition of industry partners and more.
Topics:
– mechanical engineering;
– chemical engineering;
– computer sciences;
– manufacturing engineering.
Conference websites:
Submission link:
Submission deadline:
http://teset.sumdu.edu.ua/en/research/caxte.html;
https://easychair.org/cfp/CAxTE-2017.
https://easychair.org/conferences/?conf=caxte2017.
September 30, 2017.
Submission Guidelines.
Authors are welcome to submit original and unpublished research articles. All paper submissions to the
CAxTE-2017 should be related to the workshop topics and each paper will be evaluated based on originality, technical and/or research content/depth, correctness, originality, completeness, contributions and readability.
After a careful reviewing process, all accepted papers will be published as conference proceedings and will be
submitted to the database Scopus.
Accepted papers must be presented at the workshop by one of their authors, who commit to register and attend
the CAxTE-2017. The Program Committee reserve the right to exclude papers which have not been presented from
the proceedings.
All papers must comply with format guidelines. Please follow these essential guidelines when preparing your
paper:
– the language of CAxTE-2017 is English. Submissions in any other language will be rejected without review;
– the paper length is limited to 6–8 pages (2500–4000 words), including all figures, tables, and references;
– use Title Case for the paper title, i. e. capitalizing all main words;
– no academic titles or descriptions of academic positions should be included in the paper;
Plagiarism is strictly followed and will be checked. Any paper having more than 15 % plagiarism will not be accepted for review.
Authors must format their papers using Microsoft Word template.
List of Topics:
– CAD/CAE Systems for Design and Optimization;
– CAPP/CAM/CAQ Systems for Manufacturing, Assembling, and Quality Control;
– SCADA Process Control Systems;
– Information Management Systems;
– ICT for Engineering Education.
Important Dates:
September 30, 2017 – Paper submission.
October 14, 2017 – Acceptance notification.
October 19, 2017 – Camera-ready version.
Venue:
Technical University of Košice, Faculty of Manufacturing Technologies with a seat in Prešov.
Contact:
Sumy State University,
Faculty of Technical Systems and Energy Efficient Technologies,
2 Rymskogo-Korsakova St., Sumy, 40007, Ukraine.
E-mail: ivanov@tmvi.sumdu.edu.ua.
H 26
Journal of Engineering Sciences, Vol. 4, Issue 1 (2017)
COPYRIGHT AGREEMENT
We, the authors of the Manuscript publishing in the Journal of Engineering Sciences, in case of
acceptance for publication, transfer to Founders and Editorial Board the underlined rights:
 publishing this article in Ukrainian (Russian, English) and distribution of the printed version;
 English translation of the article (for articles in Ukrainian or Russian) and distribution the hard
copy of the translation;
 distribution the electronic version of the article, as well as electronic version of English
translation (for articles in Ukrainian or Russian) through any electronic means (by hosted on the official
web-site of the Journal, in electronic databases, repositories, etc.).
We reserve the rights without the consent with Editorial Board or Founders:
 to use the article materials in whole or partly for educational purposes;
 to use the article materials in whole or partly for використовувати матеріали статті повністю
або частково to write own dissertations;
 to use the article materials for thesis preparing, conference materials, as well as for
presentations;
 to post electronic copies (including the final electronic version downloaded from the official website of the Jounal):
 on the personal web-sources of the all co-authors (web-sites, web-pages, blogs, etc.);
 on the web-sources of authors working organizations (including electronic institutional
repository);
 on non-commercial Open Access sources (e.g., arXiv.org).
In all cases, the presence of citations to the article or hyper-link to the electronic copy of on the
official web-site of the journal is obligatory.
By this agreement we also certify that the submitted manuscript:
 does not violate the copyrights of other persons or organizations;
 has not been published previously in other publishing houses and submitted for publication in
other Journals.
УГОДА ПРО ПЕРЕДАЧУ АВТОРСЬКИХ ПРАВ
Ми, автор (автори) рукопису статті, що публікується в «Журналі інженерних наук», у разі її
прийняття до опублікування передаємо засновникам та редколегії «Журналу інженерних наук»
права на:
 публікацію цієї статті українською (російською, англійською) мовою та розпов-сюдження її
друкованої версії;
 переклад статті англійською мовою (для статей українською або російською мовою) та
розповсюдження друкованої версії перекладу;
 розповсюдження електронної версії статті, а також електронної версії англомовного
перекладу статті (для статей українською або російською мовою) через будь-які електронні засоби
(розміщення на офіційному web-сайті журналу, в електронних базах даних, репозитаріях тощо).
При цьому зберігаємо за собою право без узгодження з редколегією та засновниками:
 використовувати матеріали статті повністю або частково з освітньою метою;
 використовувати матеріали статті повністю або частково для написання власних
дисертацій;
 використовувати матеріали статті для підготовки тез, доповідей конференцій, а також усних
презентацій;
 розміщувати електронні копії статті (зокрема, кінцеву електронну версію, завантажену з
офіційного web-сайту журналу) на:
a) персональних web-ресурсах усіх авторів (web-сайти, web-сторінки, блоги тощо);
b) web-ресурсах установ, де працюють автори (включно з електронними інституційними
репозитаріями);
c) некомерційних ресурсах відкритого доступу (наприклад, arXiv.org).
В усіх випадках наявність бібліографічного посилання на статтю або гіпер-посилання на її
електронну копію на офіційному web-сайті журналу є обов’язковою.
Цією угодою ми також засвідчуємо, що поданий рукопис:
 не порушує авторських прав інших осіб або організацій;
 не був опублікований раніше в інших видавництвах і не був поданий до публікації в інші
видання.
Sumy State University, 2017
Сумський державний університет, 2017
JOURNAL OF ENGINEERING SCIENCES
ЖУРНАЛ ІНЖЕНЕРНИХ НАУК
ЖУРНАЛ ИНЖЕНЕРНЫХ НАУК
Website:http://jes.sumdu.edu.ua/
Volume 4, Issue 1 (2017)
Dear authors of the Journal of Engineering Sciences!
The Editorial Board of the Journal of Engineering Sciences pay the special attention to the
structure of the articles according to the “Enhancement of requirements to specialized editions registered in the databases of Ukrainian State Commission for academic degrees” (minutes No. 7-05/1 from
January, 15, 2003). Only original articles by the authorship of up to 5 authors are accepted for the publication according to the following elements:
- general statement of the problem and its relation with the important scientific or practical problems;
- analysis of the recent investigations and publications in the same research field;
- statement of the significance of the general problem that were not solved before;
- statement of the purpose of the research article;
- description of the initial data of the research with the justification of the achieved scientific results;
- conclusions and ways for further development of the research.
All the articles are reviewed by the independent double-blind procedure!
All the authors should sent via e-mail jes.sumdu@gmail.com the electronic versio (e.g. *.doc,
*.docx) of the following materials:
- article in English, Ukrainian or Russian according to the Template;
- extended abstract in English (150–250 words);
- information about authors and their affiliation with the related address.
ATTENTION!
If one of the mentioned components is not sent or there are many stylistic, orthographic and
grammatical errors, the article will not be taken into consideration by the Editorial Board and will not
be reviewed.
Minimum size of the materials:
1. Scientific – theoretical articles (up to 25 000 symbols, about 14 pages) that deal with the theoretical research and descriptions of physical laws concerning the investigated phenomena; theoretical
generalizations and fundamental principles proved by the experimental research data.
2. Scientific-practical articles (up to 10 000 symbols, about 6 pages) that deal with scientific experiments and real experience. They include the statement of the proposed methods for the experimental research or means for the observation of the studied phenomena. An essential part of these articles is the description of the achieved results and their explanation acquired in the process of immediate
interaction with the object of investigations, its significance and practical implementations.
3. Scientific-methodical articles (up to 15 000 symbols, about 8 pages) that deal with the review
of processes, methods, instruments for solving scientific and applied problems; the statement of the new
methodology, results of which allow creating more precise methodology on the basis of up-to-date methodology for the implementation of discovered laws.
Journal of Engineering Sciences, Volume 4, Issue 1 (2017)
Editorial Board:
Contact Phones:
E-mail:
Web-site:
2 Rymskogo-Korsakova St., 40007, Sumy, Ukraine
+38 (0542) 687 852; +38 (0542) 334 109
jes.sumdu@gmail.com
http://jes.sumdu.edu.ua
Редакційна колегія:
Контактні телефони:
E-mail:
Веб-сторінка:
вул. Римського-Корсакова, 2, 40007, м. Суми, Україна
+38 (0542) 687 852; +38 (0542) 334 109
jes.sumdu@gmail.com
http://jes.sumdu.edu.ua
State registration certificate of the print mass-media No. 2312-2498.
Свідоцтво про державну реєстрацію друкованого засобу масової інформації № 2312-2498.
Sumy State University, 2017
Сумський державний університет, 2017
The Ministry of Education and Science of Ukraine
Міністерство освіти і науки України
Министерство образования и науки Украины
JOURNAL OF ENGINEERING SCIENCES
ЖУРНАЛ ІНЖЕНЕРНИХ НАУК
ЖУРНАЛ ИНЖЕНЕРНЫХ НАУК
Scientific Journal
Науковий журнал
Научный журнал
Відповідальний за випуск
Д. В. Криворучко
Комп’ютерне складання та верстання:
М. М. Дем’яненко, І. В. Павленко
Коректори:
Н. З. Клочко, С. М. Симоненко
Responsible for release:
D. V. Kryvoruchko
Computer design and typesetting
M. M. Demianenko, I. V. Pavlenko
Correctors:
N. Z. Klochko, S. M. Symonenko
Підписано до друку . .2017. Формат 60х84/8.
Папір офс. Друк офс.
Ум. друк. арк. 12,56. Обл.-вид. арк. 17,08.
Наклад 100 пр. Замовлення №
Сумський державний університет, 40007, м. Суми, вул. Римського-Корсакова, 2
Свідоцтво про внесення суб’єкта видавничої справи до Державного реєстру
ДК № 3062 від 17.12.2007.
Надруковано у друкарні СумДУ,
вул. Римського-Корсакова, 2, м. Суми, 40007
Скачать