Оптимизация использования агроландшафтов на основе моделирования (на примере Павлоградского района Омской области)

тий. То есть считалось, что асфальтобетонное шоссе в удовлетворительном состоянии абсолютно ровное (по микропрофилю) и недеформируемое, а параметры грунта, оказывающие влияние на проходимость колесной машины, задавались лишь при движении по разбитому грунту и местности.

Разбивка по величине продольных уклонов дороги (макропрофиль) произведена следующим образом. Предполагалось, что маршрут проложен кольцевым в среднепересеченной местности в условиях западной части России, начинается и заканчивается в одном уровне. По статистическим данным принято, что величина максимального подъема (спуска) на участках маршрута зависит от типа покрытия и составляет: для асфальта — 3°; булыжного шоссе — 5°; для грунтовых дорог различного состояния — 7о, пересеченной местности — 9°. При этом считалось, что максимальные углы уклонов дороги встречаются не более чем на 30 % протяженности каждого типа покрытия, в остальных случаях величины этих углов составляли меньшую величину.

Разбивка по величине радиусов закруглений дороги в плане и участков поворота была проведена также по статистическим данным дорог западной части России. Кроме того, для каждого типа покрытия был введен поворот на 90° с радиусом в 30 м для проверки маневренных свойств машины.

При введении в маршрут участков с низкой несущей способностью грунта для проверки ограничений по проходимости учитывалось, что маршрут будет проходить по рыхлому суглинку (С. = 0,25,

т = 0,5), песку (С. = 1,0, т = 0,25) и пахоте (С. = 0,5, т = 0,5), а также по уплотняемому задерненному грунту (Сг= 1,0, т= 1,0).

При описании микропрофиля задавалась функция ординаты неровности в зависимости от пройденного пути, полученная через спектральные плотности для различных типов покрытий. При этом для того, чтобы получить различные ординаты под колесами одной оси машины реализация микропрофиля подавалась под различные борта шасси со случайным сдвигом по фазе.

Библиографический список

1. Келлер, А. В. Методологические принципы оптимизации распределения мощности между движителями колесных машин / А. В. Келлер // Вестник ЮУрГУ — Челябинск : Изд. ЮУрГУ, 2006. - № 11(№ 66). - С. 96-101.

2. Пирковский, Ю. В. Теория движения полноприводного автомобиля (прикладные вопросы оптимизации конструкции шасси) / Ю. В. Пирковский. - М. : ЮНИТИ, 2000. - 310 с.

УСИКОВ Виталий Юрьевич, майор, преподаватель кафедры эксплуатации бронетанковой и автомобильной техники.

УШНУРЦЕВ Станислав Владимирович, лейтенант, офицер отдела (организации научной работы). Адрес для переписки: stanislavushnurcev@mail.ru

Статья поступила в редакцию 26.02.2013 г. © В. Ю. Усиков, С. В. Ушнурцев

УДК 621.81

В. Р. ЭДИГАРОВ В. В. ДЕГТЯРЬ В. В. МАЛЫЙ

Омский филиал Военной академии материально-технического обеспечения

МАТЕМАТИЧЕСКАЯ МОДЕЛЬ ТЕМПЕРАТУРНЫХ ПАРАМЕТРОВ ПРИ ФРИКЦИОННО-ЭЛЕКТРИЧЕСКОМ МОДИФИЦИРОВАНИИ_

Приведены результаты исследования и математического моделирования температурных параметров в зоне обработки при фрикционно-электрическом модифицировании стальных поверхностей трения.

Ключевые слова: модифицирование, площадь контакта, шероховатость, плотность электрического тока, технологические параметры.

Непрерывно возрастающие требования к качеству выпускаемых машин связаны с необходимостью повышения их надежности, которая в значительной мере определяется эксплуатационными свойствами отдельных деталей.

Эксплуатационные свойства деталей машин существенно зависят от качества поверхностного слоя, определяемого геометрическими (макроотклонения, шероховатость) и физико-механическими (микротвердость, структура, остаточные напряжения) пара-

метрами. Все эти параметры зависят от технологии изготовления деталей.

Большими потенциальными возможностями значительного повышения параметров качества поверхностных слоев деталей трибоузлов обладают электромеханическая обработка и одна из ее разновидностей — фрикционно-электрическое модифицирование [1], основанные на фрикционно-силовом воздействии инструмента на заготовку, сопровождающемся локальным нагревом металла с помощью

Рис. 1. Влияние температуры на действительный предел прочности при растяжении (кривая 1), на предел текучести на сдвиг при растяжении образца в момент начала образования шейки (кривая 2), на предел текучести, экстраполированный на высокие скорости деформации 105-106 с1 (кривая 3) [4]

электрического тока в присутствии поверхностно активного модификатора для фрикционно-электри-ческого модифицирования. В результате термомеханических процессов происходит упрочнение поверхностного слоя обрабатываемой заготовки.

Фрикционно-электрическим модифицированием обеспечивается требуемая величина параметров качества поверхности деталей трибоузлов, определенная величина глубины 8 упрочненного слоя. Для выполнения вышеуказанных условий необходимо, чтобы температура Т8 на этой глубине была выше или равна температуре закалки обрабатываемой стали Т :

зак

Т8 >Т .

8 зак

При этом скорость охлаждения при температуре наименьшей устойчивости аустенита должна быть не ниже критической:

дТ

дх

дТ

дх

Ткр

8Ь (6) =

Бь

Т' - Т' 1 _ Т_Та.

Т < Т0 ,

Т0 = 573 К

Т > Т0 ,

1 _ Т 0

где БЬ — действительный предел прочности при растяжении;

Т' — гомологическая температура; Т — абсолютная (термодинамическая) температура по шкале Кельвина; 6 — температура по шкале Цельсия.

В соответствии с известным соотношением между пределами текучести при растяжении от и на сдвиг тт:

хт = ст т /л/3

зависимость предела текучести на сдвиг от температуры выражается кривой 2 (рис. 1).

Температура при пластическом деформировании, без дополнительного подогрева, вызываемого сопротивлением электрическому току, определяется выражением [4]:

Т = 1,13 д Л^Тпл , где А1 = -^т-ю С Тп,

В случае невыполнения одного из этих условий упрочнение либо совсем не будет иметь место, либо произойдет на меньшую глубину.

Поэтому при рассмотрении термодинамических процессов происходящих при фрикционно-электри-ческом модифицировании важно проанализировать теоретические предпосылки оценки уровня тепловых процессов, развивающихся при пластической деформации и прохождении электрического тока в зоне контакта инструмента с деталью, при этом необходимо учесть как положительное, так и отрицательное влияние поверхностно активного модификатора.

В настоящее время большинство исследователей используют недостаточно обоснованное положение о независимости предела текучести обрабатываемого материала от температуры и скорости деформации [2, 3]. Однако в работе [4] показано, что с увеличением температуры касательные напряжения в условиях плоского сдвига существенно уменьшаются, снижается действительный предел прочности на сдвиг (рис. 1).

Зависимость действительного предела прочности при растяжении образцов от температуры аппроксимируется функцией вида:

где д — безразмерный параметр — отношение предела текучести обрабатываемого материала на сдвиг к действительному пределу прочности БЬ, для деформирования без подогрева д = 1,2.

ю — температуропроводность обрабатываемого материала;

Су — удельная теплоемкость обрабатываемого материала;

БЬ — действительный предел прочности; Тпл — гомологическая температура плавления.

Авторами работ [5, 6] высоту области пластической деформации определяли соотношением:

1 • , Р_ К7/2 Ьп = р вш л = Рл 1--— =

= т/р+ (к^2)2 ^ТРя^.

Температура в области пластического деформирования при прохождении электрического тока определяется по формуле [4]:

д

Нэ И +

ЬГ

где дэ =

N

Бь (Ь г + Ьз )Ь Д V'

При оценке температуры в зоне ФЭМ следует учесть суммарное воздействие механической и электрической энергий:

Т. = Т + Т .

Т=550

Р

Тэ = Тг

Ь

Рис. 2. Расчетная схема взаимодействия инструмента с обрабатываемой поверхностью при ФЭМ на отделочно-упрочняющих режимах

Подставляя 4 и 5 в 6, получаем:

ТЕ = 1Д3дЛп/Ь/Р^Тп

1 +

л 1и

д8ьл/рЯгЬ д V

где I — сила тока при ФЭМ; и — напряжение; V — скорость обработки.

В знаменателе — л/рК2;Ьд по сути является параметром, характеризующим площадь соприкосновения инструмента и обрабатываемой поверхности, причем величина площади, вычисленной с помощью данного выражения, будет иметь весьма приближенный характер, из-за принятых допущений, например, глубина поверхностного слоя, подвергаемого пластическому деформированию, равна половине высоты микронеровностей, что не учитывает реальное воздействие инструмента. Кроме того, выше представленная формула не позволяет проследить взаимосвязь температуры в зоне контакта инструмента и геометрических параметров обрабатывающего инструмента и заготовки.

Исходя из вышесказанного более рациональным можно считать замену вышеуказанного параметра на площадь фактического контакта инструмента с заготовкой (Аг), в результате чего формула суммарной температуры в зоне фрикционно-электричес-кого контакта примет вид:

ТЕ = 1,13дЛп|Ь/Р^Тп

1+

л1и

дЯь А г

ные напряжения. При обработке на отделочных режимах, т.е. с малой величиной силы тока, происходят пластическое деформирование исходных микронеровностей и их уменьшение, а также деформирование выступов волн, в частности, снижение их высоты. При обработке на упрочняющих режимах, когда сила тока имеет решающее значение, т.е. имеет большую величину, происходит полное переформирование исходной шероховатости и волнистости, уменьшение исходного макроотклонения, значительные упрочнения, сжимающие поверхностные остаточные напряжения.

При формировании профиля шероховатости в процессе ФЭМ индентором с г = Я, т.е. близким по форме к сфере, составляющая профиля шероховатости Ц, обусловленная пластическими деформациями исходной шероховатости, уменьшается с увеличением усилия прижатия инструмента к поверхности заготовки и стремится к минимуму при обработке на упрочняющих режимах, когда усилие прижатия инструмента к обрабатываемой поверхности максимально, а сила тока имеет значительную величину, при этом происходит полное переформирование исходного профиля шероховатости. Данная ситуация наблюдается при высадке поверхности электромеханической обработкой, используемой как способ восстановления поверхностей деталей машин [7]. Причем если при обработке на отделочных режимах ^ определяется из равенства:

^ =

Рассмотрим часть выше представленной формулы относящейся к температуре выделившейся при механическом воздействии инструмента на обрабатываемую поверхность. При ФЭМ происходит пластическое деформирование поверхностного слоя деталей обрабатывающим инструментом, например роликом, инструментом сферической формы, пластиной и другими инденторами, причем обработка может производиться одновременно несколькими инструментами. Степень пластического деформирования, как один из основных технологических факторов обработки при ФЭМ, определяет формирование качества поверхностного слоя деталей по таким его параметрам, как: прежде всего, шероховатость и в некоторой степени упрочнение и остаточ-

то при обработке на отделочно-упрочняющих режимах составляющая ^ находится из равенства

^ = К2исх - №ПЛв + )

Это объясняется тем, что пластические деформации микронеровностей распространяются на их основания и происходит свободное вытеснение материала впадин (рис. 2), этому также способствует прохождение электрического тока через точку касания инструмента и обрабатываемой поверхности.

Величина пластической деформации исходной шероховатости определяется формированием фактической площади контакта инструмента с обрабатываемой поверхностью, способной воспринимать рабочую нагрузку от инструмента (шарика, ролика) при его качении или скольжении.

Фактическая площадь контакта инструмента с учетом шероховатости исходной поверхности может быть определена следующей зависимостью [8]:

Лг = Аа • 0,5

Ьг

3Яаи

где Аа — номинальная площадь контакта инструмента с заготовкой, слагающаяся из фронтальной площади контакта Аафр и площади упругого последствия Аа

Ла = Лафр + Ааупр .

аупр

Л

афр

^кЬкин /4;

Лаупр = 3РЯЬупр /4.

Ькин =íRPИ

рЯ(рРНВисх)05 - 2Р(1 + Г2)0,5

рРНВ„

.

Упругое восстановление определяется по формуле:

, = 11(рНВиСХ )05 Ьупр

исх /

32Е

Произведя ряд преобразований, получим формулу для расчета остаточной высоты исходной шероховатости при ФЭМ:

:^исх ^ - 12

1200Р

РИНВга

При контакте инструмента с геометрией Я = г с заготовкой составляющие номинальной площади определяются (рис. 3):

При накатывании роликом Я = л/гБ / 2 глубина внедрения инструмента в обрабатываемую поверхность при качении или скольжении, без учета нагрева электрическим током зоны обработки, определяется по формуле:

Рис. 3. Процесс взаимодействия инструмента с поверхностью

тываемой поверхности и значительных величинах силы тока

Яшах = 1,25Я2;

Бш = 5;

1р = 0,01р2 .

В процессе обработки перед рабочим инструментом (роликом, сферой или др.) движется наплыв обрабатываемого материала. Высота наплыва постепенно увеличивается, приводя к расширению площади контакта деформирующего элемента с обрабатываемой деталью, а следовательно, к их упругому от-жатию. Для уменьшения этой составляющей при ФЭМ можно применять ролики с каплевидным контактом или варьировать технологическими параметрами обработки (например, силой тока). Высота образующейся волнистости зависит от ее исходного значения, силы накатывания и геометрии инструмента.

Степень упрочнения при ФЭМ может определяться условием и площадью фактическою контакта инструмента с заготовкой во взаимосвязи с другими технологическими факторами и прежде всего величиной плотности тока. Эта площадь при ФЭМ может быть вычислена по формуле

Теоретический анализ и экспериментальные исследования показали, что составляющие Ь3 и Ь4, на порядок меньше составляющей Ь1, поэтому ими в расчетах высоты профиля шероховатости можно пренебречь.

Для определения остальных параметров шероховатости при ФЭМ в зависимости от усилия прижатия инструмента в процессе модифицирования можно рекомендовать нижеприведенные равенства:

1) при отделочной обработке, с малыми усилиями прижатия инструмента к обрабатываемой поверхности, высокими скоростями обработки и малыми силами тока

Яа = 0,3Я2;

Яшах =

Бш = Бш ;

исх'

1р = 1,5р при р<40 %;

1р= 100 — 0,012(100 — р2) при р>40 %;

2) при отделочно-упрочняющих режимах

Яа = 0,25Я2;

Яшах=1,15Я2;

Бш = 5ш- + 5 ;

2

3) при упрочняющей обработке при больших значениях усилия прижатия инструмента к обраба-

Лг

: ря1шисх

100 1 Яр

Ьп

180 _ агссов

180

+ Ьу

1+

180

Значение которой подставив в (8) позволит определить температуру в зоне обработки при ФЭМ, а в зависимости от требуемой плотности тока назначить определенные режимы обработки с формированием наперед заданных свойств у обрабатываемой поверхности.

Библиографический список

1. Комбинированное фрикционно-электрическое модифицирование стальных поверхностей трения / Ю. К. Машков [и др.] // Трение и износ. - 2006. - Т. 27, № 1. - С. 89-94.

2. Бернштейн, М. А. Термомеханическая обработка стали / М. А. Бернштейн, В. А. Займовский, Л. М. Капуткина. -М. : Металлургия, 1983. - 480 с.

2

1/3

2

0,5

Ь

2

в _ а

пл

V

а

Ь

пл

+

кин

в _ а

пл

а

пл

3. Тушинский, Л. И. Теория и технология упрочнения металлических сплавов / Л. И. Тушинский. — Новосибирск : Наука. Сиб. отд-ние, 1990. — 306 с.

4. Васин, С. А. Резание материалов: Термодинамический подход к системе взаимосвязей при резании / С. А. Васин, А. С. Верещака, В. С. Кушнер - М. : Изд-во МГТУ им. Н.Э. Баумана, 2001. - 448 с.

5. Машков, Ю. К. Исследование поверхностного слоя стали, модифицированного фрикционно-электрическим методом / Ю. К. Машков, В. Р. Эдигаров, Н. Г. Макаренко // Технология металлов. - 2007. - № 3. - С. 28-32.

6. Байбарацкая, М. Ю. Упрочняющая фрикционно-электри-ческая обработка стальных поверхностей трения / М. Ю. Байбарацкая, А. А. Пальянов, Ю. К. Машков // Трение и износ. -2004. - № 25. - С. 434-439.

7. Аскинази, Б. М. Упрочнение и восстановление деталей машин электромеханической обработкой / Б. М. Аскинази. -М. : Машиностроение, 1989. - 200 с.

8. Инженерия поверхности деталей / Колл. авт. ; под ред. А. Г. Суслова. - М. : Машиностроение, 2008. - 320 с.

ЭДИГАРОВ Вячеслав Робертович, кандидат технических наук, доцент, начальник отдела организации научной работы.

ДЕГТЯРЬ Владимир Владимирович, начальник кафедры эксплуатации бронетанковой и автомобильной техники.

МАЛЫЙ Вячеслав Витальевич, кандидат технических наук, доцент кафедры эксплуатации бронетанковой и автомобильной техники. Адрес для переписки: edigarovs@mail.ru.

Статья поступила в редакцию 18.03.2013 г. © В. Р. Эдигаров, В. В. Дегтярь, В. В. Малый

уДК 621.03:539.4 м. И. ТРИБЕЛЬСКИЙ

Омский государственный технический университет

РЕЗУЛЬТАТЫ ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНОГО ИССЛЕДОВАНИЯ РЕЗИНОКОРДНЫХ ПАТРУБКОВ-ЗАДВИЖЕК_

В работе приводятся методика и результаты экспериментального исследования усталостной выносливости резинокордных патрубков-задвижек по числу циклов открытия/ закрытия. Показано, что ресурс резинокордных патрубков-задвижек в 2—3 раза превышает ресурс (500—5000 циклов), гарантированный изготовителями аналогов — металлических задвижек с обрезиненным клином, и растет с увеличением диаметра патрубка.

Ключевые слова: резина, выносливость, резинокордный патрубок-задвижка, ресурс, цикл открытие/ закрытие.

Введение. В ООО «НПП «Сибрезинотехника» выпускаются резинокордные патрубки (РКП) разных типоразмеров [1]. Они служат для компенсации монтажных, температурных и рабочих смещений соединяемых трубопроводов, снижения уровня вибрации и шума. РКП отличаются простотой конструкции, надежностью и долговечностью в эксплуатации, могут использоваться в водопроводно-канализаци-онных хозяйствах, а также в химической, горнорудной, металлургической и целлюлозно-бумажной промышленности. РКП не имеют трущихся и изнашивающихся деталей, не подвержены коррозии и отложениям на поверхностях, контактирующих с жидкостью. Так как длина РКП каждого типоразмера соответствует длине стандартной задвижки, они могут устанавливаться вместо задвижек на период их ремонта. При установке дополнительного пережимающего устройства РКП могут использоваться и в качестве задвижек [2]. Данное техническое решение защищено патентом РФ [3].

Основной причиной, по которой сдерживается широкое внедрение резинокордных патрубков-задвижек (РКПЗ), является отсутствие экспериментальных данных на их усталостную выносливость по числу циклов открытия/закрытия. Данная статья направлена на устранение указанного пробела.

1. Экспериментальный стенд и методика проведения испытаний. Схема экспериментального стенда и его общий вид представлены на рис. 1 и 2 соответственно. Испытания на выносливость по числу циклов открытия/закрытия проводились для минимального (Бу = 80 мм) и максимального (Бу = 200 мм) типоразмеров РКП при рабочем давлении 1 МПа.

В начале испытаний устанавливалось минимальное расстояние 8<2И между губками в конце цикла перекрытия РКПЗ (рис. 3). В процессе испытаний величина 8 не менялась. Давление во внутренней полости РКПЗ поддерживалось практически постоянным благодаря подключению гидроаккумулятора (рис. 1).

Контроль состояния РКП производился внешним осмотром после каждой остановки стенда примерно через 1000...2000 циклов. Если в опытах не происходило разгерметизации из-за разрушения РКП, то испытания прекращались после достижения 105.106 циклов перекрытия, поскольку металлические аналоги обеспечивают выносливость не более 5000 циклов перекрытия [4-6].

Основные испытания проводились без смазки губок. Нарушения герметичности РКПЗ и потери давления не происходило. Через некоторое число циклов ЫП наблюдалось появление пузырей вздутия