КЕМ (Compressor and power machine industry) 1(39) 2015 by journal.mikem

ПРОБАЕМЬІ И РЕШЕНИЯ Нестеренко 0.Г., Кривудя С.В., Жарков П.Є. Перспективи впровадження макогабаритних ДКС (МДКС) з метою стабікізації видобутку газу з родовищ України ......................... .. 2 ИССАЕДОВАНИЯ Макаренко В.Д., Кіндрачук М.В., Бондарев А.А., Макаренко Ю.В. Досаідження механізму наводнювання металу нафтопроводів ............................. ..

Екин А.В., Хворост В.Ф., Шевчук С.Н. Исследование работоспособности одноступенчатых питатекьных насосов при воздействии тепгхового удара ........................... .. 10

Заговора О.В., Концевич В.Г. Информационно-экстремаАьная ИНТЄААЄКТУЭАЬНЭЯ ТЄХНОАОГИЯ

анализа результатов исследований машин динамического действия ........ _. ПРОЕКТИРОВАНИЕ И МОДЕАИРОВАНИЕ Русанов А.В., Шубенко А.А., Пащенко Н.В., Сенецкий А.В., Русанов Р.А. Разработка проточной части паровой тепкофикационной турбины Т-3.3/5.5-0.5/0.22/0.01 ......... .. Бондаренко Г.А., Вага В.Н. Влияние конструктивных параметров на расходные характеристики Аабиринтных упкотнений ............................. _. Вертепов Ю.М. ПрофиАирование всась1вающего окна жидкостно коАьцевои машины ТЕХНОАОГИЯ Жеманюк П.Д., Петрик И.А., Чигидейчик С.А. Опыт внедрения орбитаАьной сварки

при изготовкении и ремонте тонкостенных трубопроводов Таредьник В.Б., Антошевский Б., Марцинковский В.С., Карп П., Дзюба А.В. Формирование приработочных

покрытий бронзовь1х вкладышей подшипников скокьжения .......................... .. Бердизева Т.В., Пономаренко 0.И., Качанова Н.А. МодеАирование свойств ХТС на основе хромитового песка и циклокарбонатов ................. .. Савчук В.И., Евтухов А.В. ТехноАогическИе особенности обработки подшипниковых шеек вааов суперфинишированием ....... .. САово к читатеАю .................. ..

Вниманию читателей'

Журнал поможет вам презеитосить продукцию и услуги поте/щиальиым потребителям, раси/ирить контакты, вшїти на новые ринки в У/фаине, странах СІІІ'и дальиего зорубежья % Ви можете сделать заявку ии размещение в журнале «Компрессориое и эиергетическое МЄЩЛНОСШРОЄНЛЄМ

І реклимио-аиалитическои статьи с им/острициями (логотипом, фотографиями, схемами, дииграммами, грифи/сами и т.д.) І рекламного модуля форматом на всю страницу ее половину или четвертъ страницы

Тематические приоритеты журнала;

0 Новые теоретические и практические результаты исследований в отраслях технических и связанных с ними наук. 0 Проектирование, производство, эксплуатации оборудования. 0 Качество, надежность, безопасность техники.

0 Автоматика и системы управления в машиностроения 0 Технический контроль и диагностика. 0 Управленческие, экономические, экологические и другие проблемы отрасли.

Проблемы и решения

УДК 622.279.2З

Облаштування висншкеншс газових родовищ малогабаритними ДКС (МДКС) дозволить оптимізувати розробку та забезпечить підвищення кінцевої вуглеводневіддачі родовищ, природних газів. Ключові слова: малогабаритна дожимна компресорна станція {МДКС), установка комплексної підготовки газу (УКПГ), свердловина, облаштування родовищ. Обустройство истоіценных газовых месторождений малогабаритными ДКС (МДКС) позволит оптимизировать разработку и обеспечит повышение конечной углеводородоотдачи месторождений природных газов. Ключевые слова: малогабаритная дожимна компрессорная станция (МДКС), установка комплексной подготовки газа (УКПГ), скважина, обустройства месторождений. Аґтапуетепі ојіпе ехпаиѕіеа уаѕ сіероѕіїѕ ѕта1ІДКС (МДКС) ші1І аІІош го оріітіге кіеиеїортепі апсі ші1І рґоиіае іпе іпстеаѕе ојвивпїиаї І1уагосагЬоп сівроѕіїѕ ојпаїигаї уаѕвѕ. Кеушогсіѕ: ѕтаІІ те сотрґеѕѕоґ ѕіаііоп (МДКС), ѕеіґіпу ој сотрїех рґератагіоп ој уаѕ (УКПГ), тіпіпу поїе, аґґапуетепг ој гіероѕіїѕ.

важаючи на Указ президента України 1\І987б/ 2014 від 14 Аистопада 2014 р. щодо забезпечення енергетичної безпеки держави та енергетичної стратегії України на період до 2030 р. (розпорядження КМУ 1\І91О71-р. від 24.07.2013 р.) газова гадузь України націАена на стабіАізацію видобутку вугАеводнів (газу, конденсату) за рахунок впровадження передових сучасних техноАогій оптимізації розробки нафто газоконденсатних родовищ [1]. В умовах дорозробки при виснаженості газових (газоконденсатних) родовищ біАьше як на 5060% поточні пАастові тиски знижуються біАьше як в 2 рази відносно початкових пАастових тисків (рис. 1). Виникають певні пробАеми, що пов'язані з оптимізацією техноАогічних режимів експАуатації сверддовин, систем збору та підготовки газу та подачі його в газопровід (споживачу). Насамперед це обумовгхено ускАадненими умовами фіАьтрації газу в привибійній зоні пАаста (ПЗП) через зниження фазової проникності пдаста-кодектора та, відповідно, накопиченням рідини на вибої, коАьматацією ПЗП, утворенням різного роду пробок (піщаних гАинисто-піщаних, тощо), що призводить до зниження швидкості

газорідинного потоку, додатковим втратам тиску при підйомі газу з вибою на поверхню, продуктивності сверддовин та, відповідно, видобувних можгхивостей родовищ природних газів. З другого боку обмеження видобувних можАивостей газових (газоконденсатних) родовищ обумовдюється втратами тиску в газозбірній системі та при підготовці газу на УКПГ(установка компАексної підготовки газу)

її

......„....„

до товарної кондиції згідно ТУ У 11.1-20О7772О-ОО1:2О1О «Газ природний горючий, що подається в магістрадьні газопроводи. Технічні умови». За цих умов в безкомпресорний період видобувні можгхивості родовищ суттєво обмежуються. Оптимізація розробки можАива за рахунок обдаштування їх ДКС(дотискна компресорна станція). В компресорний період розробки родовищ забезпечується

-..9.„.

Ф пм-тд

/(Ё-

мипшмы о тм;

„И”

І ~-›4›м-= А м;

мшшшікам

„„4.„›„.›«шм«х-тм

М Рис. 1. Нафтогазоконденсатні родовища України

ІМ [ЗШ міІ|П ЇІІІЕ

збільшення їх видобувних можливостей та, відповідно, газовіддача, яка може сягати 90-95%. Це в свою чергу забезпечить кращі технікоекономічні показники до розробки [1-4].

Слід відмітити, що на облаштованих та необлаштованих ДКС родовищах, як правило, виділяються певні групи низьконапірних свердловин, які деколи розташовані на значних відстанях від УКПГ. Виникаєнеобхідністьоблаштування цих груп свердловин малогабаритними ДКС (МДКС) продуктивністю 10+100 тис. м3/ доб. з вхідним тиском 0,2+О,5 МПа та вихідним тиском 2,О+2,5 МПа (рис. 2). МДКС дозволять забезпечити зниження робочих тисків на устях свердловин та подачу газу на УКПГ і далі в газопровід. Зниження робочих тисків призводить до відповідного зниження вибійних тисків і, як наслідок, до збільшення депресій на пласт та швидкостей газорідинного потоку на вибоях свердловин, що в свою чергу забезпечить підвищення їх продуктивностей та видобувних можливостей родовищ та їх газовіддачі. Таким чином, облаштування родовищ малогабаритними ДКС (МДКС) здійснюється з метою оптимізації умов експлуатації низькодебітного фонду свердловин. Зниження продуктивності свердловин може бути обумовлене як погіршенням фільтраційних параметрів пласта і накопиченням рідини на вибої, з одного боку, та протитиском в системі збору та підготовки газу через низькі робочі тиски, додатковими гідравлічними втратами тиску в шлейфах та підвищеним тиском зі сторони споживача (наприклад, в газопроводі), з другого боку. Тому проблема оптимізації умов експлуатації низькодебітного фонду свердловин повинна вирішуватися комплексно. З одного боку, слід забезпечити оптимальні депресії на пласт з урахуванням попередження обводнення пластів, руйнування пласта-колектора, тощо. З другого боку, слід забезпечити максимально можливі швидкості потоку газу з метою виносу рідини з вибою, мінімальні втрати тиску в системі свердловина - вхідна гребінка - УКПГ та оптимальні умови підготовки газу у відповідності до вимог ДСТУ або ТУ з подачею його споживачу. Облаштування промислу МДКС є одним з елементів єдиної технологічної схеми «свердловина -

шлейф - УКПГ - МДКС - газопровід (споживач)››, що забезпечує певні видобувні можливості низькодебітного фонду свердловин. Облаштування низькодебітного фонду свердловин МДКС слід розглядати як невід”ємний елемент технологічного ланцюжка свердловина-шлейф-вхідна гребінка-УКПГ-споживач. Це зумовлює необхідність проведення комплексу робіт з оптимізації технологічного режиму експлуатації свердловин, переобв'язку свердловин на спільну вхідну гребінку для низькодебітного фонду, оптимізацію експлуатації шлейфів, оптимізацію технологічних умов підготовки газу на УКПГ з наступною його подачею споживачу. Отже, місцевстановлення МДКС визначається особливостями того, чи іншого об”єкта. Так, в разі проблеми подачі газу споживачу (в газопровід) за умов підвищеного в ньому тиску МДКС встановлюється на виході з УКПГ, в разі невідповідності умов підготовки газу ДСТУ або ТУ - після сепаратора першого ступеня сепарації. В разі ускладнених умов подачі газу по шлейфу - на усті свердловини, а в ускладнених умовах експлуатації свердловини (накопичення рідини на вибої) МДКС замінюється на МГС (малогабаритна газліфтна станція). Таким чином, зважаючи на вищенаведене, додатковий видобуток газу слід визначати на основі того ж комплексного підходу, який повинен враховувати витрати на вищеперелічені заходи. Враховучи те, що технологічний процес оптимізації видобутку газу з низькодебітних свердловин розглядається комплексно, оцінку ефективності використання МДКС слід розглядати з урахуванням загальних витрат на весь комплекс заходів. Оскільки такі заходи, як правило, впроваджуються на завершальній стадії розробки в умовах значного виснаження родовиш з огляду на те, що мова йдеться про важковидобувні запаси ВВ, можна скористатися положенням про пільгове податкообкладання на період інвестування процесу реконструкції промислу. В цьому контексті розподіл прибутку від впровадження може бути здійснений на договірних умовах на основі незалежної майнової оцінки незалежним експертом (фірмою з відповідним юридичним статусом). Нижче наведено результати техніко-економічної оцінки доцільності облаштування МДКС

Рис. 2. Загальний вигляд малогабаритної дотискної компресорної станції ряду родовищ ПАТ «Укргазвидобування››. Розглянувши стан фонду малодебітних свердловин ПАТ «Укргазвидобування›› для виконання ТЕО вибрано 6 об,єктів по наступних газопромислових управліннях (ГПУ). ГПУ «Шебелинкагазвидобування››: Східно-Новоселівське ГКР (4 свердловини) ГПУ «Полтавагазвидобування››: 2. Чутівське НГКР (9 св.) З. Яблунівське НГКР (5 св.), 4. Копилівське ГКР (10 св.) Аьвівське відділення ГПУ «Пол-

тавагазвидобування››: 5. Вишнянська УКПГ (7 св.), 6. Аокачинська УКПГ (19 св.). Сутність технології полягає в виділенні груп низьконапірних (малодебітних) свердловин, які за існуючих умов збору та підготовки газу дещо «заэкаті» зі сторони УКПГ. Облаштування промислів малогабаритними ДКС (МДКС) дозволить відновити видобувні можливості цих свердловин та підвищити загальний видобуток з родовищ. МДКС передбачається компримування газу з 0,2 до 2,5 МПа з витратою до 100 тис.м3 /добу. Технологічні розрахунки прогнозного видобутку газу 6 об'єктів наведено в табл. 1. Техніко-економічна оцінка будівництва малогабаритних ДКС на 6-ти об'єктах ПАТ«Укргазвидобування›› за ціною газу 4721,39 грн./тис. м3 (350 дол./тис. м3 без ПДВ) з розрахунку на додатковий об`єм газу за розглянутий період наведена в табл. 2. Згідно результатів виконаного ТЕО виділені 6 об'єктів виявились доцільними з точки зору облаштування їх малогабаритними ДКС (МДКС) за цінами газу на рівні 350 дол./тис.м3 (4721,39 грн./ тис. м3).

Таблиця 1. Технологічні розрахунки прогнозного додаткового видобутку вуглеводнів Базовий варіант

Варіант з ДКС

Роки Оріч, млн.м3

Рроб, МПа

Оріч, млн.м3

Додатк. видобуток газу, млн.м3

Додатк. видобуток конденсату тис.т

15,0

0,31

88,8

0,17

83,3

0,16

60,5

0,11

46,5

57,7

Рроб, МПа

Східно-Новоселівське ГКР (4 св.)

Разом за період 2015-2025 рр.

6075

2,2

85,5

0,4+О,7

Чутівсъке І-ІГКР (9 св.)

Разом за період

2015-2025 рр.

17О'4

2,8

259,2

0,3

Яблунівське НГКР (5 св.)

Разом за період 2015-2025 рр.

9”

2,1

163,0

0,3

КопилівськеГКР (10 св.)

Разом за період

2015-2025 рр.

98*О

3,1

158,2

1,89-0,5

Вишнянське НГР (7 св.)

Разом за період

2015-2025 рр.

1135

1,9+0,б

160,3

0,3

Аокачинське ГР (19 св. )

Разом за період 2015-2025 рр.

272,7

Термін окупності капвкладень настає на 1+2 році дії проекту. Слід відмітити, що більшість родовищ України знаходяться на завершальній стадії розробки та виснажені більше як на 70-80%. За цих умов доводиться збирати та транспортувати газ за допомогою ДКС. В Україні компресорним способом видобувається близько 65% газу. Тому питання будівництва нових і реконструкції

3,2+2,1

330,4

0,5

існуючих ДКС дуже актуальне. Для збору і транспортування невеликих об'ємів газу переважно застосовуються поршневі компресори малої потужності - до 300 кВт з електроприводом або газопоршневим двигуном, яким можна облаштовувати окремі малодебитні свердловини або УКПГ. Для облаштування газоконденсатних родовищ «ВНДІкомпресормаш›› концерну

«Укрросметал» освоїв виробництво сучасних енергозберігаючих компресорних станцій серії СГВ (“станция газовая винтовая”). В умовах експлуатації газоконденсатних родовищ ефективною є компресорна техніка на базі гвинтових компресорів, що забезпечує надійну тривалу експлуатацію без капітального ремонту і мінімальною витратою енергії. Для цих цілей застосовуються газові гвинтові

М11 [ЗШ маμт 2І115

Таблиця 2. Техніко-економічна оцінка будівництва малогабаритних ДКС на 6-ти об'єктах ПАТ «Укргазвидобуеання» за ціною газу 4721,39 грн./тис.м3 (350 дол./тис. м3 без ІЩВ) з розрахунку на

додатковий об'єм газу за інвестиційним варіантом За весь період Додатковий видобуток 1\І9

витра-

П/ П

_ газу, млн. м

КонденЗ

прибуток, грн

плуатаційні

ти,тис гр

буток, тис грн.

сату, тис.т

.м3

грн. тис.

тис

ту,грн./т

тигрн бігазу, / Совартість

і вкладен я,

ПДВ, тис.грн.

Екс

Собкоівнадрентсіат-ь

Прибут тис.грнок, Ватис.дохі ловигйрнд,

Податнаок

Чистприий

Капітальн

рмінокуп Теності,років

ШГПУ (Східно-Новоселівське ГКР - 4 св.)

1 |

15,0

| 0,зо8

44997,0

2910,68

ѕ478,16

87271,88

14ѕ4ѕ,з1

27729,ѕ4

4991,з2

227з8,22

6з00,0

1,6

54864З,6

2250З,б

0,8+1,б

205618,2

14842,8

0,6+о,7

ПГПУ (Копилівське ГКР - 9 св., Чутівське ГКР - 5 св., Яблунівське ГКР - 10 св.)

232,3

0,4

429198,4

1317931,1

219655,2

бб9077,б

120434,0

АВПГПУ (Вишнянська УКПГ - 7 св., Аокачинська УКПГ - 19 св.)

104,2

0,0

217512,2

зѕ1,4

о,ѕ

в917о7,в

компресорні станції, установки і агрегати для збору, підготовки і транспортування газу малодебитних свердловин. Продуктивність ряду такої компресорної техніки знаходиться в діапазоні від 20 до 200 нм3/хв і тиском нагнітання в межах 2,5 - 5,0 МПа. При видобутку природного та попутного нафтового газу здійснюється комплекс технологічних операцій - збір, сепарація, очищення, осушення, розділення та транспортування. Це визначає своєрідні умови експлуатації, які повинні враховуватися в конструкції гвинтових машин. При стискуванні газу, що

561919,з

9з65з,2

19в7122,з з27ѕѕз,7

2ѕ075з,9

451з5,7

947ѕѕ1,о

17оѕв1,о 777ооо,о 4зв46,4

видобувається, необхідно враховувати динаміку компонентного складу, молекулярну вагу, вологовміст, теплотворну здатність, густину, тощо. Газова гвинтова компресорна техніка повинна забезпечувати: - можливість роботи на забруднених газах шляхом очищення газу і застосування компресорних блоків з особливим насосним поданням мастила із здвоєними фільтрами; - регулювання продуктивності компресора для підтримання постійного тиску на всмоктуванні, або на нагнітанні, полегшення пуску та роботи на холостому ходу;

- сепарацію (підготовку) газу на вході і виході компресора; - можливість роботи компресора при температурі довкілля та температурі всмоктуваного газу від мінус 40 до плюс 40°С; - стискування газу в одному ступені до 5,2 МПа при збереженні співвідношення тисків не більше 22 при тиску на всмоктуванні від минус 0,05 до 2,0 МПа; - можливість швидкого регулювання продуктивності з використанням байпасу через регулятор тиску і плавним переміщенням золотника частотним приводом;

- стискування газу в одній або двох ступенях прощіктивністю до 120 нм3 / хв; - забруднення мастилом не більше 2 мг/м3, в особливих випадках не більше 0,5 мг/м3; - можливість технічного обслуговування без зупинки компресора тривалий час за рахунок установки здвоєних фільтрів маслосистеми, насосною і безнасосною системами мастила, дозаправки мастилом системи під час роботи, здвоєного запобіжного клапану, оцінка якості мастила без зупинки компресора та таке інше. Станція складається з наступних основних вузлів: компресорної установки, систем автоматизованого управління газовиявленням та пожежогасінням. Розмішується у блочно-мощільному укритті з системами вентиляції, опалювання, освітлення і аварійної сигналізації. Компресорні станції типу СГВ ма_ють декілька викона_нь: станція розміщена в 20, 30 або 40 футово-

ВНДІкомпресормаш›› «Укросметал».

Основні характеристики ряду станцій СГВ приведені в табл. 3. Станція складається з двох тепло- звукоізольованих 20-ти футових контейнерів (рис. 3, 4) - компресорного (встановленого у вибухонебезпечній зоні) рис. 4; - КІП і А та електропостачання (розташованого на відстані 12 м від компресорного контейнера).

концерну

Список літератури: 1. Указ президента України І\@876/2014 від 14 листопада 2014 р. щодо забезпечення енергетичної безпеки держави та енергетичноі' стратегіі України на період до 2030 р.

Рис. 3. Розташування контейнерів станції СГВвч315-2О/О,5-25 У1

Рис. 4. Зовнішний вигляд компресорного контейнери станції СГВвч-315-20/0,5-25 У1

Таблиця .З. Основні технічні характеристики газових станції Назва параметра

СГВ-25О-33/425У1

СГВ-31520/1,5-25У1

СГВ-40О-65/425У1

СГВ-б3О54/3-25У1

СГВ-10О0120/З-25У1

Тиск всмоктування, МПа

0,4

0,15

0,4

0,3

Тиск нагнітання, МПа

2,5

Температура навколишнього середовища,°С

- 40

+ 40

Об”ємна продуктивність, приведена до нормальних умов, м3 / хв

120

Потужність электродвигуна, кВт

250

315

400

630

1000

6000

Напруга живлення, В

380/660

~ 380/660 або 6000

Кількість масла в газі що нагнітається, мг/ мз

СІ/ІСТСМЭ ОХАЗЖДЄННЯ МЭ_САа 'Га ГЭЗУ

повітряна

Виконання по вибухозахисту

1ЕхсШВТ4

Габарити, мм

Габарити 30 футового контейнера

Габарити 20 или 30 футового контейнера

Габарити 40 футового контейнера

Масса агрегату (без блока охолождення масла і шафи управління), не більше, кг

15000

25000

27000

35000

40000

му контейнері з повітряною системою охолодження, розташованою в отворі контейнера. Шафи автоматики розта_шовані в окремому відсіку контейнера, що дозволяє звести до мінімуму підключення комунікацій. При необхідності відсік автоматики може бути виконаний з можливістю від'єдна_ння, або шафи автоматики розміщені в наявному приміщенні на промислі. Потужність двигуна обмежена 400 кВт. Напруга живлення 380/660 або б000В .

Висновки Облаштування промислів малогабаритними ДКС (МДКС) дозволить відновити видобувні можливості, оптимізувати умови експлуатації низькодебітного фонду газоконденсатних свердловин та підвищити загальний видобуток з нафтогазоконденсатних родовищ України. Виробництво сучасних енергоефективних компресорних станцій освоєно в АО «НПАО

фозпорядження КМУ І\ї91О71-р від 24.О7.2О1Зр.}. 2. ТУ У 1 1.1-20О7772ООО1:2О1О «Газ природний горючий, що подається в магістральні газопроводи. Технічні умови». З. Ширковский А.И. Разработка и эксплуатация газовых и газоконденсатных месторождений. М., Надра, 1979 р. 4. Правила разработки газовых и газоконденсатных месторождений. М., Недра, 1971 р.

мы наш март іти

Исследования

УДК 621.791.01

Приеедені результати дослідження механізму наводнювання металу нафтопроеодіе. Ключові слова: нафтопровід, наводнювання, деградація, міцність, корозія. Приеедены результаты исследований механизма наводорожиеания металла нефтепроеодов. Ключевые слова: нефтепроеод, наводорожиеание, деградаиия, прочность, коррозия. Тііе ґеѕиіїѕ ојіїіе Нусігоуепаїіоп ојріреііпеѕ теіаі тесішпіѕт ѕіисіу аґе ргеѕепіесї. Кеушоґсіѕ: оіі ріреііпе, Иуоїґоуепаґіоп, сіеуґасіаііоп, сіиґаїэііііу, соґгоѕіоп.

Актуальність теми. Металоконструкції в нафтовій і газовій промисловості експлуатуються в складних умовах механічного навантаження і впливу корозійних середовищ, що приводить до частих відмов і можливості створення аварійних ситуацій, особливо в присутності сірководневоутримуючих сумішей. Основними причинами утрати дієздатності сталевих трубопровідних систем в присутності сірководню є пітінгова корозія, воднем індуцироване розтріскування (ВІР) і сірководневе корозійне руйнування під напруженням. Тому запитання, які пов'язані з вивченням наводнювання металу і подальшого корозійного пошкодження, мають важливе науково-практичне значення і дуже актуальні для нафтогазової галузі. Аналіз литератури і формулювання проблематики. Як показує аналіз вітчизняної і закордонної літератури [1-9], що присвячена будівництву і експлуатації промислових трубопроводів і інженерного нафтового обладнання, в реальних конструкціях виникнення тріщин, які приводять в кінцевому результаті до їх руй-

нування, обумовлено присутністю в транспортуємому продукті сірководню. Тому водонафтогазова емульсія характеризується високими корозійно-агресивними властивостями, що спричиняють, крім локальної ( наприклад, пітінгової чи канавочної) корозії, специфічні види сірководневої корозії - ВІР і спричинене воднем розшарування металу стінки труб (блістеринг). До теперішнього часу існує багато теорій і гіпотез про природу і механізми протікання цих видів руйнувань, проте, не дивлячись на зусилля багатьох наукових центрів, у дослідників не існує суворо доказаних теорій ВІР і блістеринга. Відомо, що одним із головних факторів іх проявлення є водень, котрий поступає в метал в результаті реакцій з зовнішнім і технологічним середовищем в процесі експлуатації сталевих металоконструкцій, викликаючих кріхкість, приповерхневе і корозійне розшарування. На часі сформульована ціла низка гіпотез механізму водневого кріхчення металу, проте жодна із них повністю нє висвітлює всі сторони процесу і не розкриває його сутності. Відомо, що воднева деградація металоконструкцій - це наслідок шкідливого впливу водню на їх меха-

нічні характеристики. Вона безпосередньо приводить до суттєвого зниження експлуатаційних властивостей конструкцій, підвищенню ризику аварій через непередбачені утрати дієздатності, скорочення робочого ресурсу. Руйнування в результаті водневого окріхчення і корозійного водневого розшарування відбуваються, як правило, раптово і тягнуть за собою важкі наслідки - збій технологічного обладнання, витрати продукта, необхідність позачергового ремонту, виникнення аварійних ситуацій, забруднення навколишнього середовища, тощо. Тому основною проблематикою в даній роботі є вивчення механізму наводнювання металу конструкцій, контактуючих з воднонафтогазовим середовищем в умовах родовищ, з метою вивчення природи цього складного явища. Метою роботи є теоретичне і експериментальне дослідження механізму наводнювання металу трубопроводів, що транспортують сірководневоутримуюче середовище. Результати досліджень і їх обговорення Корозійно-воднево-механічні пошкодження трубопроводів і обладнання в сірководневоутримуючих середовищах відбувається внаслідок електрохімічної корозії і наводнювання. При розчині в плівці води Н2Ѕ дісоціює як слабка кислота на іони: Н2Ѕ <-› НЅ_ + Н+ <-› Ѕї + 2Н¬“.

(1)

В залежності від рН суміші рівновага реакціі (1) перемішується вліво чи вправо. В нейтральному чи луговому середовищі кількість іонів НЅ` найбільша (рис. 1), в луговому (рН> 10) знаходяться іони Ѕ2`, а при зниженні рН від 7 до 4 кількість іонів НЅ_ зменшується. При рН< 4 реакція (1) переміщується вліво, тобто існує в суміші переважно сірководень. Отже, в пластових водах з низьким рН з металом переважно взаємодіє молекулярний сірководень, а з високим рН - іони НЅ_ і Ѕ2`. Із літератури і практики добре відомо, що Н2Ѕ суттєво пришвидшує корозію 1 наводнювання заліза 1 сталі. Існують дві точки зору на механізм такого впливу Н2Ѕ, а саме - утворення поверхневих каталізаторів і плівок з низькою захисною здатністю. Відповідно пер-

шіи гіпотезі, уявлення що до впливу Н2Ѕ на електродні реакціі базується на допущенні утворення проміжних з'єднань, які грають роль поверхневих каталізаторів. Так, посилення анодної реакції іонізації заліза сірководнем відбувається за наступною схемою: \1

Ре + Н2Ѕ+ Н2О = Ре(НЅ')адС + Н3О+,

(2)

Ре(НЅ')адС -› Ре(НЅ')+ + 2е,

(З)

Ре(НЅ”)+ + Н20 -› 1~Те2+ + Н2Ѕ + Н2О.

(4)

Даний комплекс розкладається і сірководень регенерується. В процесі утворення хемосорбованого каталізатора 1-7`е(НЅ_)адС на поверхні металу міцний звязок атомів Ре з Ѕ приводить до ослаблення звязку між атомами металу, що полегшує їх іонізацію. Цьому сприяє також зниження приелектродної концентрації іонів І-7`е2+ внаслідок взаємодії з сульфідами за реакцією: І-7`е2+ + НЅ` -› І-7`еЅ + Н+

(5)

При цьому відбувається зміщення електродного потенціалу Ре в відємну сторону, що викликає підвищення швидкості анодного процесу, тобто полегшується розрив звязку між атомами металу в кристалічній гратці. Механізм впливу Н2Ѕ на катодні процеси описується реакціями: Р`е + НЅ`<-› Р`е(НЅ_)адС,

(б)

І-7`е(НЅ`)адС +Н3О+<-› Р`е(Н-Ѕ-Н)адС + Н2О,

(7)

1-7`е(Н-Ѕ-Н)адС + е -› І-7`е(НЅ`)адС + Надс.

відсутня. Виходячи з цього, використовувать ії для пояснення процесів корозійних руйнувань нафтогазового обладнання, що експлуатується більше 5-10 років, можна лише обмежено, так як поверхні кородуємих конструкцій переважно покриті товстим шаром продуктів корозії. Так, із роботи [4] виходить, що товщина про/Ђ/ктів корозіі на поверхні НКТ після експлуатації (>5 років) на Н2 Ѕ-утримуючих газових родовищах досягала приблизно 2-З мм. Подібну картину спостерігали автори даної роботи при обстежуванні свердловинного нафтового обладнання на Самотлорському родовищі Західної Сибирі (Росія). Тому в таких випадках слід розглядати вплив поверхневих сульфідів на процеси корозії і наводнювання Ре і сталей. Для визначення областей термодинамічної стійкості І-7еЅ використаєм відому [5] діаграму «потенціал - рН›› для системи Р`еЅ-Н2О (рис. 2), яка конкретизує умови термодинамічної рівноваги між металом, його іонами в розчині чи нерозчинними продуктами реакції при різних електродних потенціалах металу і рН водного розчину, але не пояснює кінетику корозійних процесів. Із діаграми видно, що Р`еЅ термодинамічно стабільний в інтервалі рН>4,5. Як випливає із аналізу літератури, приведеної в роботі [б], в корозійних середовищах на поверхні сталей утворюються нерозчинні прощїкти корозії, які, внаслідок формування поверхневої плівки, стають бар'єром між металом і середовищем, зменьшучи швидкість ко-

1 90

Ѕ2

(8)

Остання стадія, найбільш повільна, являється лімітуючою в загальній швидкості катодного процесу. Сірководень (Н2Ѕ) безпосередньо в катодній реакціі не приймає участі, але являється каталізатором, який інтенсифікує розряд іонів водню. Вважається, що відновлені атоми водню частково рекомбінують, а частково дифундують в метал.

Розглянута гіпотеза поверхневих каталізаторів не спроможна пояснити підвищений вплив концентрації Н2Ѕ на анодні процеси розчинення Р`е і сталей, так як за реакціями (2) і (З) достатньо каталізатора 1-7`е(НЅ`)адС, а утворення продуктів корозіі і витрати на це Н2Ѕ не передбачується. Крім того, для підвищення наводнювання сталей достатньо адсорбціі іонів НЅ_ (див. реакціі (б) і (7)), кількість яких максимальна при рН 9-11

(рис. 1). В той же час наводнювання сталей особливо проявляється при рНѕ4, коли розчинений в водному розчині Н2Ѕ знаходиться переважно в молекулярному стані. Відповідно до [1, 2] гіпотеза поверхневих сульфідних каталізаторів передбачає адсорбцію іонів НЅ_ або молекул Н2Ѕ з подальшою дисоціацією на ювенільній поверхні металу. Як вважають в роботі [3], водень, що звільнився при дисоціаціі адсорбованих аніонів, хемосорбується на локально-активних місцях заліза з утворенням шару відємних іонів Н `. Така локалізація відємного заряду на поверхні, до того ж в місці зародження корозійної мікротріщини (що в подальшому перетворюється в корозійні язви), приводить до полегшення розриву максимально напружених міжатомних звязків. Тому дану гіпотезу можна використовувати для пояснення результатів при порівняно короткочасних випробуваннях металу, коли плівка продуктів корозії на поверхні

о,ѕ 2

ніѕ 1 4

нѕ* 1 6

1 8

1 12 рН

Рис. 1. Діаграма дісоціаци сірководню в водневих середовищах в залежності від рН

розії металу. В середовищах, що вмішують Н2Ѕ, навпаки, продукти корозії прискорують корозію конструкційних сталей. Авторами [5] встановлена тимчасова залежність корозії Кт сталі 20 в середовищі 1\ІАСЕ (рис. 3), де є три області: І - період зменьшення, ІІ - зростання і ІІІ - стабілізаціі чи монотонного зростання параметру Кт. Ймовірно, спочатку (період І) відбувається формування плівки продуктів корозії (1-7`еЅ), що маює захисні властивості. В подальшому на стадіі збільшення Кт (період ІІ) підвищується вміст сірки в поверхневій плівці з утворенням пиріту чи марієнзіту (Р`еЅ2) і руйнуванням троіліту (Р`еЅ). В ІІІ періоді формується плівка канзиту (І-7`е9Ѕ8) з низькою захисною здатністю. Для одержання кількісних даних про хімічний

склад прощїктів сірководневої корозії труб (на прикладі НКТ нафтових свердловин), проведено їх аналіз

1111 11111 март 21111

на присутність Ре, Ѕ, окислів і утрати легких фракцій при нагріванні. Так як пластова вода вмістить іони ЅО Ё,-і в продуктах корозіі можлива присутність сульфату І-Те, то автори [5] окремо визначали сульфатну сірку. Але ж на основі одержаних результатів неможливо вияснити, які сульфіди Р`е знаходились в продуктах корозії: 1-7`еЅ, РеЅ2 чи І-7`е9Ѕ8. Тому виконані аналітичні розрахунки можливих варіантів хімічного складу продуктів корозії з різними типами сульфідів. Нижче приведені результати експериментів і аналітичних розрахунків (таблиця). Видно, що вміст сульфідів складає 40-43%, а оксидів - 31-51%, тобто приблизно на половину кожного. Таким чином, продуктом Н2Ѕ - корозії є плівка, яка складається із суміші сульфідів і оксидів. Різниця по-

Кт г/(м2-Ч)

1,0 -

0,8 0,4'

1 'І `! !

111 111111

200

400

600

'ЛЧ

тенціалів між покритими сульфідами і окисленими

стальними електродами досягає 0,1-0,4 В [7, 8, 9]. При цьому сульфід Ре є катодом по відношенню до заліза. Отже, плівка продуктів Н2Ѕ - корозії складається із великої кількості гальванопар «сульфіди-оксіди››, що сприяє анодному розчиненню сталі і ії наводнюванню, а, отже, деградації механічних і експлуатаційних характеристик трубопровідних конструкцій.

Таблиия. Хімічний склад продуктів корозії Експеримент

Розрахунок

Резаг - 52,85%

Варіант 1 - Р`еЅ : 1-?`еЅ - 40,25%;

2Ѕзаг - 15,1%

1-7`е(Ѕ04)3 - 1,7б%; Р`е304 - З5,79%

Ѕсульфід- 14,бб%

Варіант 2 - Р`еЅ2 : Р`еЅ2 - 27,45%;

Ѕсульфат - 0,44%

Р`е(ЅО4)3 -1,7б%; Р`З04 - 51,б4%

Аегкі речовини:

Варіант З - І-7`е9Ѕ8

105 °С - 2,З2%

Р`е9Ѕ8 - 4З,44%

200 °С - 9,71%

1-7`е(ЅО4)3 - 1.7б%

95оч:-9Д7%

г%0„-здати

-0,4

Ре”+Ѕ

7 '

-02-0-22 0

-6

--2

-о,е _1;`4-з _0!8 __

РЄ+Н2Ѕ_

_10_

_12

Ре+Н$`

Висновки: 1. Запропонований і обгрунтований механізм впливу сірководню на катодні процеси виділення водню на поверхні металу, що контактує з сірководневмііцуючим середовищем. 2. Визначені області термодинамічної стійкості сульфіда заліза (1-7`еЅ), що дозволяє інтерпретувати експериментальні результати впливу водню на прискорення корозії конструкційних сталей. З. Виконані аналітичні розрахунки можливих варіантів хімічного складу про,/Ђїктів корозії з різними типами сульфідів.

ЕЂЕЗ 0'<

Рис. З. Зміна швидкості корозії сталі 20 в часі. Середовище ЫАСЕ

Ре*+Ѕ

810121-4рН

Рис. 2. Діаграма Е-рН для системи Ре-Н2Ѕ-Н2О: заштрихована область термодинамічної стабільності РеЅ

Список літератури: 1. Коррозионно-механическое разрушение сварных конструкций /В.И.Похмурский, Р.К.Мелехов, Г.М. Круиан и др. - Київ: Наукова думка, 1985. - 261 с. 2. Радкевич О.И. Коррозионно-механическая долговечность трубной стали в сероводородной среде / О.И. Радкевич, О. С.Пясеикий, И.И.Василенко //Физ. хим. механика материалов.- 2000. - МЗ. - С. 93-97. З. Походня И.К. Влияние водорода на хрупкость конструкиионных сталей и сварных соединений / И.К. Походня, В.И. Швачко, С.А. Коротченко и др.// Автомат. Сварка. - 1989. - МЭ5. - С.1-4. 4. Саакиян А.С. Защита нефтегазопромыслового оборудования от коррозии / А.С. Саакиян, А.П. Ефремов. - М.: Недра. - 1982. - 227с. 5. Радкевич О.И. Влияние сероводорода на работоспособность материалов оборудования газодобывающей промышленности / О.И. Радкевич, В.И. Похмурский // Физ. хим. механика материалов. - 2001. - ]\ї92. С. 15 7-1 68. 6. Шаповалов В.И. Влияние водорода на структуру и свойства железоуглеродистых сплавов. - М.: Металлургия. - 1982. - 2З0с. 7. Василенко І/І.І/І. Коррозионное растрескивание сталей / И.И. Василенко, Р.К. Мелехов. - Киев: Наукова думка. - 1997.- 265 с. 8. Науп Є. Т. Тпе іпјіиепѕе ој тісгоѕіґисіиге оп Ьгійіе јгасіиге іоиуппеѕѕ // Меіаііиґу. Тгапѕ. А. - 1984. - 15А. .Іипе. - Р. 94 7-959. 9. Ѕаґсііѕсо .І.В.,Рі1їіѕ НЕ. Соггоѕіоп ој` Ігоп іп Н2Ѕ СО2 - Н2О Ѕуѕїет , Меспапіѕт ој Ѕиурпісіе 1-7`іІт Роґтаїіоп апсі Кіпеіісѕ ој' Соггоѕіоп // Соггоѕіоп. - 1 965. - 21, М›9. Р. 245-253.

ИССЛЄД0ваНиЯ

Удк е21.е7:5з9.4

Рассмотрена задача обеспечения работоспособности одноступенчатых питательных насосов е режиме пуска при мгновенном изменении температуры перекачиваемой среды. Выполнена оиенка работоспособности главного и предвключенного питательных насосов по критериям прочности и изменениям зазоров в щелевых уплотнениях. Ключевые слова: работоспособность, одноступенчатый питательный насос, тепловой удар, теплопередача, теплопроводность, конвекиия, теплоотдача, деформации, напряжения. Розглянута задача забезпечення праиездатності одноступеневих живильних насосів у режимі пуску при миттєвій зміні температури перекачувального середовища. Здійснено оиінку праиездатності головного та передвключеного живильних насосів за критеріями міиності та зміною проміжків у щдлинних ущільненнях. Ключові слова: праиездатність, одноступеневий живильний насос, тепловий удар, теплопередача, теплопровідність, конвекиія, тепловіддання, деформаиіі, напруження. Тпе ргоЬІет о[орегаЬіІі1їу аззигапсе оїзіпуіезіауе Іеесїшаіегритрз сіигіпу зіапї-ир сопсіігіоп шпеп зиєіаеп спапуе оїритресї тесііит іетрегагиге оссигз паз Іэееп зіисііеа. Орегаіэйігу оііпе таіп апсі Ьоозгегіееашаіегритрз паз Ьееп апаіугесі Ьу зігепуіп сгііегіоп апсі спапуе о]'Ѕі2е о]'аппиІаг $еаІ сїеагапсе. Кеушогсіз: орегаіэйііу, зіпуІез1ЕауеІееоїшаіегритр, іпегтаї зпоск, пеаі ігапзїег, пеаі сопсіисііоп, сопиесііоп, пеаг аіззіраііоп, оіеїогтаііопз, зігеззез.

Введение ПитатеАьные насосы предназначены дАя работы на знергобАоках АЭС и на ТЭС и применяются дАя подачи питатеАЬной воды из деазратора в парогенератор. Перед пуском, в зкспАуатационном режиме, питатеАьные насосы проходят обязатеАЬный режим прогрева. При прогреве температура перекачиваемой среды повышается до номина./ыьного значения (1б5°С) в течение промежутка времени не менее одного часа. В процессе пуска происходит пАавное прогреВЗНИЄ КОРПУСНЬІХ ДЄТЭАЄЙ НЗСОСЗ И

детаАей ротора. В настоящее время к питатеАЬным насосам проектантами знергобАоков предъяв./ыяются требования к обеспечению их работоспособности в режиме мгновенного пуска из хоАодного состояния в горячее [1]. Процесс мгновенного пуска питатеАьного насоса из хоАодного состояния сопровождается интенсивным тепАовым воздействием тепАоноситеАя на зАементы конструкции, возникающим за короткий промежуток времени. В

иссАедованиях рассматриваАосЬ изменение температуры перекачиваемой среды от начаАьного значения до конечного за 1 секунду. В

ОАО

«ВНИИАЭН»

Пр0ВЄДЄ-

ны иссАедования по оценке работоспособности одноступенчатых питате/ыьных насосов в режиме термоудара. Оценка работоспособности насосов в режиме термоудара выпоАняАась по критериям прочности и изменениям зазоров в щеАевых упАотнениях. Оценка напряженного состояния выпоАняАась в соответствии с требованиями, приведенными в «Нормах расчета на прочность оборудования и трубопроводов атомных энергетических установок» (ПНАЭ Г-7-ОО286) [2]. Оценка прочности корпусных дета./ыей насоса проводиАась на основе сопоставАения соответствующих категорий напряжений с допускаемыми напряжениями согАасно [2], выпоАнена оценка по допускаемому коАичеству цикАов нагружения и накопАенному устаАостному повреждению. Работоспособность насоса оцеНИВЭ.АЭ_СЬ

ПО

ИЗМЄНЄНИІО

ЦІЄАЄВЬІХ

зазоров. Одним из основных критериев работоспособности явАяется требование обеспечения гарантированных щеАевых зазоров в Аюбом из режимов работы, вкАючая режим пуска при теп./ыовом ударе. ИссАедования нестационарных температурных поАеи, тер моупругих напряжений и по./ыей перемещений выпоАнены с испоАьзованием программного комп/ыекса А1\ІЅУЅ 7.1 [З]. На стадии тендерной проработки на поставку дАя АЭС, иссАедования воздействия тепАового удара проводиАись дАя двух вариантов конструкции питатеАьного насоса. По резуАЬтатам выпоАненных расчетов быАи внесены изменения в конструкцию предвкАюченного питатеАьного насоса, удовАетворяющие требованиям Заказчика. ИссАедования по анаАизу работоспособности насосного оборудования в режиме термоудара яв/ыяются продо/ыжением работ, проводимых в ОАО «ВНИИАЭН››.

РезуАьтаты иссАедований по анаАизу работоспособности двухкор-

ІЫ 13!!! март 21115

пусного секционного питатеАьного насоса в режиме термоудара быАи представАены в работе [1]. Постановка задачи С цеАью оптимизации конструкции насоса дАя экстремаАьных усАовий пуска в режиме термоудара проведены иссАедования по оценке работоспособности одноступенчатых питатеАьных насосов гАавного и предвкАюченного. Оценка работоспособности выпоАняАась в два этапа. На первом этапе проведены иссАедования по опредеАению изменения зазоров в щеАевых упАотнениях с цеАью искАючения ударного взаимодействия и повышенного износа между детаАями ротора и статора в режиме термоудара. На втором этапе выпоАнены расчеты по оценке статической и цикАической прочности наибоАее нагруженных дета_/цей насосов. Значения температурных деформаций детаАей в обАасти щеАевых упАотнений и термоупругих напряжений в эАементах конструкции питатеАьных насосов при пуске в режиме термоудара опредеАяются в резуАьтате решения задачи термоупругости. При решении задачи термоупругости учитываАись нагрузки от совместного воздействия нестационарного температурного поАя и механических нагрузок. ПоАя температур явАяются резуАьтатом решения задачи нестационарной тепАопроводности, где в качестве краевых усАовий принимаются начакьные усАовия, характеризующие распредеАение температур в насосах в начаАьный момент времени, и граничные усАовия, характеризующие конвективный тепАообмен на поверхностях иссАедуемых моде./ыей одноступенчать1х насосов. Оценка прочности напряженного состояния проводится дАя момента времени, при котором в рассматриваемых детаАях насоса ВОЗНИКЭЄТ

МаКСИМаАЬНЬІЙ

.. _-,_; ні-==:: *- ""-г ..,.±-. ;~,щ::.: ____,:..,,,.І._:% .,..г_.,'\__....¦ ----':~|.._..__ 14.; › .---......=_._ _______ _,.__,,. ...:¦ :;:::ъЄ:Ь1¦';~::::::¦¦¦¦¦¦:}....т¦¦¦1515ъ'›*.:.:'з¦'¦¦¦¦..1...-›,:::Ъ.-551,,¦¦ппц1ппц¦¦пн:н¦¦н¦:Ґ¦¦¦›.цц;¦¦¦¦¦ ;;---1-~-;-г .... '-'-"Ш" ..... ' "-" .'¦:!|=3-'!І¦¦¦¦¦¦¦¦¦¦¦¦¦¦¦¦¦¦¦¦¦¦¦¦¦¦¦¦¦¦¦¦¦¦¦¦¦¦¦¦¦¦¦¦¦1¦1= 15"..-І "“ .-.-Іі .л_..лпп.

::=::::::::':іЕЕЕЕЕЕї

--11-1-Ч-*_ ..г.,.1І4_д .1І-І"'Іи-ч'--.................................... ь------.~:-.....................................

на::ъ:::===::::±:=======1:::::пан::::::ъ::::ьі-'дёё-$111 п.......л п......пппм ции. ;г--1*" ,чит"ІІІнп"І"І"ІІппцпцммпппнппд _...-тм..

-..,,.......:...............::::::::::::::::::.......:::;е_:;;;;;;; Ё-?:1¦¦¦¦¦¦¦¦¦¦¦¦¦¦¦¦¦¦¦¦¦¦¦¦¦¦¦¦¦¦¦¦¦¦¦¦¦¦¦¦¦¦¦¦¦¦¦!-¦::|:¦¦'--ІчІ....'---- 1. 'ІІІ

. ___

=::===-д==і=::=::=

-ь¦›«............:І-;›--мпгпьн-=1 ¦: '""" !ЧІ""п¦¦¦¦¦¦¦¦ -%т'“1.~

.нмц.ап...

====тг*?==-====з=

:-.;:¦¦¦шІ-,----~-_;-1..---шп *""1¦Ґі¦¦3Г¦55' Ё'Ґ*..цнп-;' _.

ЁЭЕЕіЕЕЕ::::::=:г=:=

------_м..¦:::д_±= .1н......,=_ “Ё--Ґ=¦¦ПїІ"і' .. Ц<.п.-_.."Ё'1

._____,____,__,":›... :."....,,..щ_"п-""1"!¦¦ "'“^:--¦¦¦ п"'.*1..- ¦¦¦¦Ёпппп

---І----П 'Ё:Ё-¦:;;Іщ? ¦¦!¦ д-› -='¦:::ЪБ$"5*' “на--ппц" "›|~-. 1--ппц-ц-'д¦.'$д*ї :п..~-ьп 114135-`-1..-1..--1 дм..-ппц.. .--›"" гг..-1-1.-.---п .......<~+«..."'›.м...Чи д 1--1 1*.:--›-..І':1"-.....-1....... .....-н~.п›*~ -----І---П -тъ'о:ІІІІ ---ціцдаыг -°,- ,.п›....¦“,ь,°.1-";\.......дп..-дым:-..:І.¦ .---. 11.-ъ-14Ь.ч';.-,....дп....ДФх;д,"¦.....м--І.:-т мп,±,ч\---¦¦г..;›*.і'щ_ -_$,.“.....¦:'._.«;_.~ :3.:д:;,..;›. Ґд Г: 1: ';5±;.=.$;Т_;$ -.,-.;5........,.;~:_- :,ъ1..,.,дд.¦¦ ,_;1:.- д - 1 .'.-..\~г * ь:~ _-.;..;_ ' _ -_.-1. ~_.. -. ь-.-.-.'›,» -._..»›_:,_ ..---51-*.-1*-1 1:-:¦.г--:-: '¦'1-±-4%:-*'= *эїй-<ч'Ґ:-'-›~ :--:-'-Че...__..› ,_._._ *І-*ї*::=*-*гд.€" _г.-_- д . ._.,._._±. .._ ›.'г 1-1 .~:__- .<,-.-ь. .1-_; ь-_.п,ъ _-..г.›ц ,___ -----'¦..¦::. %-:.-'.*..'#}~ --;т-:“:-:':› 51: ~\5. --*';11.ъ:.›----*,ь1'+'›.1.';-: .:::-ті» ¦'..--1-¦:1..›..... .__.5›4.;' ;:..м....;¦н: .; _., ›п!_1......м.-Ъ чддьіді-_а_. ....':..\¦..м';..г-:1::=:1: ››:1¦'› г-==::::::..¦. := -:›: ±±.¦::::::::г.--*4..';«' ::;:::"-:':::: _,.__г,..-:...---_. 11,._;; т"........т. -: :..1 ъш.......ш-.<: ;¦¦г-_; ._.-=›.:::.....-----¦¦¦:;;'¦п|-.'.'¦#:¦¦э.;-.-. дп... дддддпннддпн 5; -1*. 5:. ІІр!5ІІІІІ!!5-11: ..д¦¦Ь. ----ан:-'-ц-5¦:¦¦¦¦¦¦¦ --------~.';-----:г;:::---шЧ---г::::.--Ш. лиг. '::~ гы. ть--:::::---=' --› І:::::::-"~-'---------:;---нч,1.д:ъ....._; ::›-".=-........т.. _.-1,-ь, :,_1 .-.;м_._ щ..........--ц¦І:: __.......єг:;1=----1:: --..===:==:.:;:±::::г:;: '$451 “гг-:::::1::::1-^%+:›ъ -др :_=:,#-=:::::::::::1ч=" :;;у›¦+~ =:;1:::;:;.-п--==:=:.1г.-'::::::;›,=;1-_=;---ддд, -дц, г-..-1 _._; ;.;. д,-_+,› .:_.,_. ---А:---ды-;ц:::::'-;1 ......_;д__': _::__._ _5.._ _-..., “__ :¦__._._..... ..|..,.__,.___ 1.Ц-1 ма. .,ис. ц \~...›~ .м-..м._ .-›І_.+ 1-1. _ *Чьи ми.. 1.<'.°."' -..*' ,__--.,-_-11.. <... . мы м 0-1'1::11 'гг ода «\',Ьм¦¦...-т ь-'-1. -по 11; ш:-*"';Р -.;. -її-'-1ъ""' Чй., *о*~›'Ё.*. $112:-11*-5Й': ,*ї'1-*о* ,чт г2~'г-І ¦¦;-єъг. - -- - - - Чт. *мин ~›%ч--ї==¦К“*+<››ч*т' .›;, сд.-ц-.›шш...:'.. ' _. ' " .:д~1!¦ _,.;...шг.тш.дд тд -_._._+, .щ;ц_1".м-д ,._«_о_› дд ні 1....;:--...Ш $314-,І _-;*ф2¦:¦...¦¦¦±о' Ф"'.*." Ш". _: 'п -д..1....“..г о ІЬЩ» --::г.-----И =¦':::¦¦........ “ ..... "' ........›:1й-............за-................ ........¦..::.: -"----' ' мп ць...............1'ь......-.-......:т:::;:-:.-_-;_-5,-_.: ...' "' ;';ііііїіЕЁЪЁЁЁЁЁЁЁЁЁЁЁЁЁЁіЁ:ЁЁЁЕЁЁЁЁЁЁЁЁЁҐЁЁ¦п=ЁЁЁЁЁЁЁЁЁЁЁЁЁппцпц¦.П"_'_;ппццппцмппцпццмп,_ __|,,“.,___"_ -------------ч-----шш'1=-<..:::::::::::::::::::::::::::::::::::::::::::::::::::::::::::::::::::=:......; '-Ш-И----И-----И---::..-›'.--н--~:----н-------------------"---›-----4.1-"ад....................................................--------.....г----........"'НІІІІІІНІІІІІІІІІІІ--' -тм-›';ц-н.~-ІІІІппІІІ-,......=:;=::;д::=±,..“\д.,¦¦¦=;пцццццп-.::¦І,:¦¦,....пдд.,.“,<д::_::::=:-..›'--'::::::-------0 :--1 . ......................... лм ' ц €-«ппппц".ппц"-.¦¦¦¦¦¦'¦¦¦¦|¦¦¦:1¦¦1::¦:¦:¦; """' ------======!гЕ:=5:Е:ЕЁЁЁЁЁЕ:ни::::¦:шше::::*:::іёЁёїЕЁ1ёїЕЁЕёЕё ...-....-.__......-..................-.....-....-......_________ _ '_-п -¦¦::¦:¦¦:¦::_..¦;¦_......-.................................““...-... ...-1.-...--............--...пп1.-...-.-нм..-.................. . :ь.~н--цинпппппц . . ццц... .ц .. _.

Рис. 1. Конечно-элементная модель предвключенного пи ҐПСПІЄЛЬНОЗО НССОСО.

УРОВЄНЬ

термоупругих напряжений. Объект иссдедования ГАавный

При создании конечно-эАементной модеАи испоАьзоваАся встроенный в АІЧЅУЅ генератор сеток. В качестве конечного эАемента испоАьзоваАся тепАовои четырехузАо вой эАемент РЬА1\ІЕ 55. Конечно-эАементные модеАи предвккюченного и гАавного питатеАьного насосов показаны на рис. 1 и 2. Задание начадьных и граничных условий ДАя оценки вАияния интенсивности тепАового воздействия тепАоноситеАя на эАементы конструкции питатеАьных насосов в режиме термоудара поАучены решения уравнения нестационарной тепАопроводности дАя нача/ыьных и соответствующих граничных усАовий, опредеххяющие процессы передачи тепАа между эАементами модеАей насосов, перекачиваемой средой и воздухом. В качестве нача_/ыьных усАовий задаваАась температура на поверхности модеАей в начаАьный момент времени равная 2О°С. ТепАовая нагрузка, приАоженная к границе модеАей насосов, задава./ыась как функция времени. На каждом шаге нагружения тепАовая нагрузка принимаАась в качестве граничных усАовий. Граничные усАовия соответствуют ус/ювиям конвективного тепАообмена, обеспечи-

чим коАесом двустороннего входа. Корпуса насосов - цеАьноАитые, с отводами спира_/ыьного типа - дАя предвк/ыюченного насоса и комбинированного (направххяющий аппарат и кодьцевая камера) - дАя гАавного. С двух сторон к корпусам насосов крепятся торцовые крышки. Построение геометрической модеди При построении геометрических модеАей рассматриваххись сечения корпусов насосов по оси ваАа в вертикаАьной пАоскости. МодеАи строи./ыись по чертежам детаАей с сохранением всех геометрических размеров. МодеАи сгенерированы из основных детаАей насосов. При построении модеАей принят ряд упрощений, позвоАяющих рассматривать их как осесимметричную конструкцию. Задание свойств материадов и создание конечно-эдементной модеди При решении задачи нестационарного температурного анаАиза дАя каждой детаАи модеАи насоса задаваАись основные свойства материаАа: - коэффициент Пуассона; - модукь упругости; - пАотность материаАа; - удекьная тепАоемкость; - коэффициент тепАопроводности.

предвкАюченный

однокорпусные насосы входят в состав питатеАьного насосного агрегата и предназначены дАя экспАуатации на бАоках АЭС. ГАавный и предвкАюченный насосы - центробежные, горизонтакьные, одноступенчатые, с рабо-

_. .››...›.

. 1. ››. .›...

_..› 1. .››. .

›.

+.<.›_.. ;:;т:'¦:$ ї¦:1 ї 'Ё Ґ-ЁЁ.-'.'.'

;:.ч]'-1-ҐІ 'ї : 1 5:-: .~, ..

.,.._-д;.;,=_-:.д -:;:;._:=д <±.;›_~_ ;;;_..:.

;:'.'_ _1'- ЄІ"Ґ::'.*І'.-:::г::1!'¦ ±1;;1':;ц1==:: : :== _ддд_-_'ы'.~'-._:::: ::г..._ ------'Ґ~'.'-“':' "'""'1;.;'.-1:2: ¦'¦;

.:===”Н'-.';===1 :'.`ЁЁїЁ¦¦і|.'Ґ:її " `

-¦Ё“-' _

'1;-.'--_Ё;._ '.-І-:`<.

1:55; :;± ;:--.-.::: :::_<±:=.---- : ;----.;;5::::г:::.-<;: == ;- :_;=_-;-'г5_:: :. :'ї`Ё1:їЁЕЁ7ЕЕЁ1Ё;-.. -`ІгЁ '-~ . _.! .г;::::-_ . : _

Ё:Ё.'.`;-.'Ё'2`.-,їЁҐ;='ЁЕЁЁ5_:ЁЁ Ё"_-¦ -.=_:-ъ . _--::::и. .›'.' ------.= К-.=.=.'-'Г';'-І'-7.:::::'г'-;.- -' ` -- ' -.;.;-;1._;.;д_д;;;д;;_-:_-1- .

*1'- '. "-92-1-~. .Д'д '..'-'-1-.1"1_ '.

`-.'.-І*-',~"І.

":э.~:г::;.'----------Н .'Ё--_

- -

_д,;.:1;-

_ '.'::::::? _-:-'_-'_-'ІҐ-.:::::. Г '_-1;.:_=д__д=-_-;.-,-.;..-_д_..-.-;_..3_

:є:€1:Є1:"-".'-“ -'

~.'-'Іг---------"

`-'І- 1.; І? -'=,'

_Ё 'С+І;:Н;'.¦;.--___ _';'1-1- : '-1-1 ",," ', ' .;';,,'. ', ".";; ;. ",' .',, .';,' ,.' ;," ' ;',-ІІ::::::?::::::;:_---Дї-11шш11::1п1наш1линиям--=-132112122;її1її13її1~;--;----~>*--'Ш---~'!:=1:::=1===1=:;:;н;;'.11:¦:і:;::;:;:111¦11:;;1¦== Ь'-'-'1ї======-'Ё-її

¦'Т,.13.,-'Ь-'.' _-'~.".'Ё'."."

-'.:=.-_.*_5.;.;.-5:33

_.-1:-І;'І' ¦¦:::г::г::'Ё'_'-'. .:-;-.:- ...1:;:::1;_.--1-..';1; ==::::;:=.'г-'.-_- :: .:-.;-;_~". -.""¦“':"-':---:¦1г.=1:.=г_-.::" .' Г

ї:=-'г.="-'=-11=і.

- І71|Ё¦¦ЁїЁї'Г: -- І..'“Ґ¦

_ _?-.;¦,'-.¦Гг;І›Г-' _'_ __ _' .1:11'1гг;'.':=.=.-1:*:=.а:=.='.:=.=.'.-.'-.,-,-.г;_›д_д«....-...-........;;;:--.........-.......... ..;дд_;;;.;-<г_››ь...ы

ІЁ1333333ІІІІІ:1ІІ1222ГГ.І-5135221¦Ґ2¦1І¦¦ІІ¦СІ¦¦¦¦2ІїїЁ1`Ё"'::-ІЁЁЁЁЁЁЁЁЁЁЁЁЁЁЁ

2:::::::::::1::::::::::::::::¦::::::::::1::::::::::::::::1¦!¦!¦:¦¦¦:!¦±""'

РПО. 2. КОНЄЧНО-ЭЛЄМЄНТПНЦЯ )И.ОдЄЛ.Ь 2Л.а8Н.О2О ПППІСІПІЄЛЬНОЗО НСІСОССІ

вающего процесс переноса тепАа конвекцией и тепхыопроводностью. ДАя описания процесса тепАопередачи на границе модеАей испоАьзоваАся закон Ньютона Рихмана, соответствующий граничным усАовиям третьего рода [4]. При решении задачи нестационарной тепАопроводности на соответствующих участках границы расчетных модеАей, контактирующей с перекачиваемой жидкостью, задаваАись граничные усАовия, соответствующие разАичным процессам передачи тепАа на поверхности детаАей насоса. Значения коэффициентов тепАоотдачи на соответствующих участках границы расчетных модеАей опредеАяАись в зависимости от интенсивности процесса конвективного тепАообмена, характеризуемого значениями критерия НуссеАьта. ДАя наружной поверхности модеАей в усАовиях естественной конвекции теп./юобмен с окружающим воздухом задаваАся усредненным коэффициентом теп/юотдачи. Расчеты коэффициентов тепАоотдачи в циАиндрических щеАевых зазорах между ступицей рабочего ко./ыеса и обтекатеАем, в циАиндрическом зазоре между подводом и ваАом выпоАняАись с учетом скорости движения воды в зазорах. Расчеты коэффициентов тепАоотдачи в канаАах рабочего коАеса и в вертикаАьных канаАах между обтекатеАем и рабочим коАесом проводиАись как дАя радиаАьных дисковых канаАов. Расчеты коэффициентов тепАоотдачи в камерах входной и напорной по/ыостей и в камере на выходе из рабочего коАеса проводиАись с учетом турбуАентности течения жидкости. Коэффициенты теп/ыоотдачи дАя каждого момента времени рассчитываАись по методикам, приве-

1"І

її .21ШБ-І;

ЗЁ.?Ш2Ч

ТЙ-4ЦЪ?

¦Н.,'_ЕЬ¦-І

Ё1';-,ІІІ':--ІІ-=

11Ф-[ЕЧ 'Э]..,'.7Ё171

1іё-$11 ¦1-ІІ;|.,-і1_:-

]І!_.':-.,`|.1_.-_?

Рис. 3. Поле температур на 8-й секунде с момента пуска предвключенного насоса, °С

.523Е'П3

3Б.бБт1

73.333Ё

13-3З3В

5Ъ.ПШФ%

11? 91.ЕйБ9

14Е-ББТ 12Ѕ-333

165

Рис. 4. Поле температур на 60-й секунде с момента пуска предвключенного насоса, °С ___иі

її 1.'1__"'|-_'

::-па.ц.І-ЁЬ

15.Ч75Ё

"."І'_:'чт

55.4511

.І.1І-!пь."'1

?1.95`7

.І.ч|:'Іт'ч'

12Н.4йЧ

165

Рис. 5. Поле температур на 600-й секунде с момента пуска предвключенного насоса, °С

денным в [4-7].

Решение нестационарной задачи тешюпроводности. Анализ температурных подей В резуАьтате решения задачи нестационарной тепАопроводности с испоАьзованием программного компАекса АІЧЅУЅ опредеАены поАя температур на каждом заданном шаге нагружения. По/\я температур на 8-й, 60-й, 600-й и 3600-й секундах с момента пуска предвкАю-

4"1

і 1Ц.і[?2

_ «г дн ..±.-:1

46.3Ё4Ь

ц =^--ь-.н:3_

_ &Ш.Ё31В

«Н тег: ±:..4дд

її 114.13?

+1'. э _д4.Пдь

14Ё.Ш4Б

--4 ди;

Рис. 6. Поле температур на 3600-й секунде с момента пуска предвключенного насоса, °С ІШ ІЗНІ ма|П 2015

ствующие компоненты перемещений расчетной осесимметричной модеАи, задаваАись с учетом возможности температурного расширения корпуса вдоАь оси насоса. ДАя расчета термонапряженного состояния конструкций при созДЭ_НИИ КОНЄЧНО ЭАЄМЄНТНОЙ МОДЄАИ

испоАьзоваАся четырехузАовои э./хе \1

мент РЬА1\ІЕ 42.

вать резуАьтаты решения задачи нестационарной теп./ыопроводности дАя решения задачи термоупругости. При решении задачи термоупругости в качестве внешней нагрузки принимаются нагрузки от действия механических нагрузок и нестационарного температурного поАя. Граничные усАовия, накАады-

РезуАьтатом решения задачи термоупругости явАяются поАя термоупругих напряжений, деформаций и перемещений, поАученные всАедствие воздействия внешней нагрузки. ДАя опредеАения изменения шекевых зазоров в модеАях насосов при воздействии тепАового удара испоАьзуются значения перемещений конструктивных эАементов упкотнения, как функции времени. На рис. 11 показано поАе перемещений, соответствующее минима_/ыьному зазору в ще./хевом упАотнении коАеса предвкАюченного насоса. На рис. 12 показано поАе перемещений, соответствующее минимакьному зазору в щеАевом упАотнении коАеса гАавного питатеАьного насоса. По поАученным значениям перемещений эАементов, формирующих щеАевое упАотнение ко./ыеса, построены графики изменения щеАевого зазора на входе и на выходе из ще./\и со стороны привода и со стороны упорного подшипника. РезуАьтаты расчета перемещений со стороны опорного подшипника не приводятся, так как они не превышают значения минимального щеАевого зазора, предусмотренного конструкторской документацией. На рис. 13 показано изменение во времени щеАевого зазора упАотнения коАеса предвкАюченного насоса со стороны привода посАе воздействия тепАового удара. На графиках изменения щеАевого зазора упАотнения коАеса предвкАюченного насоса со стороны привода (рис. 13) видно, что при пуске насоса в режиме тепАового удара происходит существенное уменьшение веАичины щеАевого зазора по сравнению с конструктивно принятым значением. Такое изменение векичины зазора объясняется медАенной скоростью прогрева обтекатеАя, имеющего боАь-

Ваї-ОІЦИЄ

ШУЮ МЭССУ, ЧЄМ ПОКРЬІВНЬІЄ ДИСКИ

ІІІІІІІІІІІІІІІ_______________ІІІІІІІІ7 1 _______1ІІІІІІІ 20 52.2761 84.5522 11є.з2а 149.1о4 36.138 68.4141 100.69 132.96є 1в5.242 Рис. 7. Поле температур на 6-й секунде с момента пуска главного насоса, °С

52.2377

36.1188

84.4754

68.3565

11б.713

1ОО.594

148.951

132.832

165.07

Рис. 8. Поле температур на 20-й секунде с момента пуска главного насоса, °С

ІІІІІІІІІІІІІІІ______________1ІІІІІІІ 2П.П2Е3

52.2445 36.1364

ІІІІІІІІ

84.4506 68.3525

11Е.Б77 1ОО.5Б9

14Ѕ.523 Ъ-1 1.1.? І*-3*

785

1Б5.ОО1

Рис. 9. Поле температур на 600-й секунде с момента пуска главного насоса, °С ченного насоса в режиме тепАового удара показаны на рис. 3-б. ПоАя температур на б-й, 20-й, 600-й и 3600-й секундах с момента пуска гАавного питатедьного насоса в режиме тепАового удара показаны на рис. 7-10. Термопрочностной анадиз Термопрочностной анаАиз с применением программного компАекса А1\ІЅУЅ позвоАяет испоАьзо-

ОГРЗНИЧЄНИЯ

На

СООТВЄТ-

РЄІЦЄНИЯ

ЗЄІДЭЧИ

ки

НЄСТЗЦИОНЭРНОИ

ТЄПАОПРОВОДНОСТИ. ДАЯ РЄЖИМЗ НОРМЭАЬНЬІХ УСАОВИИ ЭКСПАУЗТЭЦИИ ПрИ ВЬІПОАНЄНИИ РЗСЧЄТОВ УЧИТЬІВЗАИСЬ ДЗВАЄНИЄ

поля температур. Расчеты на циклическую прочность выполнялись с учетом всех режимов нагружения насосов. В расчетах на циклическую прочность шпилек дополнительно рассматривался режим затяга и рас1І

26.1704

57.0214 41.5959

57.8725 72.447

11В.724

КРЄПАЄНИЯ.

149.575

103.29Еі

134.149

Максимальные условно упругие напряжения, определяемые при расчете на циклическую прочность

165

Рис. 10. Поле температур на 3600-й секунде с момента пуска главного насоса, °С колеса. В период времени с 20 и по 200-ю секунду зазор на входе в щель имеет отрицательные значения, что может привести к повышенному износу щелевых уплотми

нений и заклиниванию ротора. С

целью обеспечения работоспособности предвключенного питательного насоса на основании полученных результатов было принято решение о доработке конструкции обтекателя предвключенного питательного насоса. На рис. 14 показано изменение щелевого зазора уплотнения колеса главного питательного насоса при воздействия теплового удара. Зазор на входе в щель имеет положительное значение. В дальнейшем зазоры на входе в щель и на выходе из нее увеличиваются до конструктивно принятых значений, соответственно работоспособность насоса по критерию допустимых изменений зазоров в щелевых уплотнениях, обеспечивается. Оценка работоспособности насосов по критериям прочности выполнена для наиболее нагруженных корпусных деталей и шпилек крепления крышек. Расчеты выполнялись с учетом всех режимов, регламентированных техническими условиями, включая режим нарушения нормальной эксплуатации режим температурного удара. Корпуса и крышки насосов рассчитывались с использованием программного комплекса А1\ІЅУЅ. Расчет шпилек крепления крышек выполнялся по методике, изложенной в [2]. Максимальные температурные усилия в шпильках определялись с учетом температур деталей соЄДИНЄНИЯ, ПОАУЧЄННЬІХ В РЄЗУАЬТЗТЄ

'І 1".

_ .ь::«є-за _ .;'›1±:-п= _ _ ,эль-в--из _ .=:-1ъ:--із .і-:1'&;-1:4 .ън±:~:--:1.а ..Ъ1.п:--13.1 .›;ч!=т;-=.т.' 7 .Ч.т›і:~:-Ш

“

Рис. 11. Поле перемещений на 60-й секунде с момента пуска предвключенного насоса, м

- . 2995-04

. 4б5Е~04

. 82913-05

. 12ЗЕ~03

. 84813-04

. 1б1Е-03

. 199Е-03

.2З8Е-03

. 27бЕ-03

. 31413-03

Рис. 12. Поле перемещений на 12-й секунде с момента пуска главного насоса, м -Ф- Щелевой зазор на входе со стороны привода -о- Щелевой зазор на выходе со стороны привода - Ф- - Минимальный размер щели согласно требованиям чертежа

0,35

0.3 . 0,25

...............................

9,2

....................

..................................................................................................................................................................

......

Р д 01

О .................................................................................................................................................................................................................................................................. м

9,1

......... , ........................................................................................................................................................_. . ...................................................................... 9

Щелевммзазорой ШХ,

5 °

: О:

О. О

Ф..

..9 О

90,.

›

. .~~°'

. Ф

9°

1ооо

3600

-0,05 і Время, сек (13, логарифмическая шкала)

Рис. 13.Изменение щелевого зазора уплотнения колеса прЄд8КЛ.1'ОЧ.ЄН.Н.О2О Н.аСОСа СО СПІОРОНЬІ при8Ода. 8 рЄ.?КиМ.Є ПІЄҐІЛОЄОЗО

удара, мм

ІМ ІЗНІ ма|п 2015

корпусов насосов, получены из решения задачи термоупругости. Распределение приведенных напряжений, полученное в результате расчета напряженно деформированного состояния корпусов предвключенного и главного питательных насосов в рабочих условиях от механических нагрузок, показано на рис. 15 и 16 соответственно. При определении термоупругих напряжений в корпусах насосов в качестве внешней нагрузки принималось температурное поле в момент возникновения максимальных напряжений. Максимальные термоупругие напряжения в корпусе предвключенного насоса возникают на 25-й секунде, а в корпусе главного питательного насоса на 49-й секунде. Температурные поля корпусов предвключенного и главного питательных насосов в момент возникновения максимальных термоупругих напряжений показаны на рис. 17 и 18 соответственно. Распределения приведенных напряжений в корпусах предвключенного и главного питательных насосов от совместного воздействия механических нагрузок и нестационарного температурного поля на 25-й и 49-й секундах соответственно, приведены на рис. 19 и 20. Полученные напряжения в корпусах предвключенного и главного питательных насосов удовлетворяют условиям прочности согласно [2]. Амплитуда приведенных напряжений определялась с учетом значений максимальных условно-

0,3

ЙЙЙЙЙЙЙЙЙЙЙЙЙЙЙЙЙЙЙЙЙЙЙЙЙЙЙЙЙЙЙЙЙЙЙЙЙЙЙЙ 'Ё 77777777777777777777777777777777777777777 "ЕЙЙЙЙЙЙЙЙЙЙЙЙЙЙЙЙЙЙЙЙЙЙЙЙЙЙЙЙЙЙЙЙЙЙЙЙЙЙЙЙЙЙ 'Ё777777777777777777777 -7

---+--ь-+~+-м+о+{+нюнипь--+--+-+~4-м+о+++нюиаащп-+--{-ь--м~-о юот `р

-д

~¦

Р Н,

Р8

;

АЦХ, зазор ммвой Щеле

Ё* і

0 05 '

-Ф- Щелевой зазор на входе со стороны привода -Ф- Щелевой зазор на выходе со стороны привода - Ф- - Минимальный размер щели согласно требованиям чертежа

т1т1тъ_1_*

тттт1Ьд_|

т1тт\_ъ_:_*

100

1000

3600

Время, сек (13, логарифмическая шкала)

Рис. 14. Изменение щелевого зазора уплотнения колеса главного питательного насоса в режиме теплового удара, мм

171043

-ІБТЕНІІЁ .9Ѕ9Б4ПТ

-3'='ПЕ+'І3ЕІ .273І4ПБ

-БЪЁЕНФЕІ _іБ1Б+ПЁ

.'І'ІНЕ+Щі _Б43Б#ПЯ

.Е2БЕ+ПЕ

Рис. 15. Распределение приведенных напряжений в корпусе предвключенного питательного насоса в от механических нагрузок, Па

упругих напряжений.

Оценка циклической прочности проведена по допускаемому числу циклов и суммарному усталостному повреждению [2]. Условия циклической прочности выҐПЭАЕПЧНТТСЕЬ П

Выводы Проведены исследования по оценке работоспособности однокорпусных питательных насосов в условиях теплового удара по критериям прочности и изменениям зазоров в щелевых уплотнениях. Расчеты на прочность проведены для наиболее нагруженных корпусных деталей насоса, оцен-

.103Е+07 .778Е+О8 .155Е+09 .231Е+О9 .3О8Е+О9 .394Е+О8 .116Е+О9 .193Е+09 .27ОЕ+О9 .346Е+09

Рис. 16. Распределение приведенных напряэкений в корпусе главного питательного насоса от механических нагрузок, Па

Ка ПРОЧНОСТИ ВЬІПОАНЄНЗ ПО ВСЄМ

20.0001

51.752 35.87-Е.1

83.Ё038 ~Е.Т.Е-274

115.256 'ЁІ'9-3Т'Э!:1

14Т.008 131.13І:

1І5Ё.88~Т

Рис. 1 7. Температурное поле в корпусе предвключенного насоса на 25-й секунде, °С

51.2742 35.6371

82.5484 66.9113

113.823 98.1855

129.46

145.О97 160.7'34

Рис. 18. Температурное поле в корпусе главного питательного насоса на 49-й секунде, °С шїц

75785-'Э

.Е=5г5Е"С-8 .17ПЕ+09 .2Ё-':-Е+П'Э .3-'іПЕ*ПЕ' .-'і32Е+0ЕІ .1Ё8Е+0Ёї' .Е'13Е+0':1' .2Еї'8Ё*0'Ё* .383Е+0Е

Рис. 19. Распределение приведенных напряжений в корпусе предвключенного питательного насоса от совместного воздействия механических нагрузок и температурного поля на 25-й секунде, Па і

_ .542Е+07 .117Е+09 .228Е+О9 .34ОЕ+О9 .451Е+09 .611Е+08 .17ЗЕ+09 .284Е+О9 .396Е+О9 .5О7Е+О9

Рис. 20. Распределение приведенных напряжений в корпусе главного питательного насоса от совместного воздействия механических нагрузок и температурного поля на 49-й секунде, Па

группам категорий напряжений с учетом режимов нормальной эксплуатации и режима теплового удара. Исследованы изменения зазоров в щелевых уплотнениях в условиях нагружения нестационарным температурным полем в режиме теплового удара. Установлено, что деформация конструктивных элементов щелевых уплотнений в условиях теплового удара существенно зависит от распределения температурных полей в деталях насосов. На основании результатов проведенных исследований в конструкцию предвключенного питательного насоса внесены доработки, позволяющие обеспечить работоспособность насоса в условиях теплового удара. Основываясь на проведенных исследованиях, разработаны методические рекомендации по оценке работоспособности одноступенчатых питательных насосов в режиме теплового удара. Список литературы: 1 Давиденко А.К, Исследование работоспособности многоступенчатого питательного насоса при воздействии теплового удара / А.К. Давиденко, А.А. Руденко, В.Ф. Хворост, И.С. Гаврыло // Вісник Сумського державного університету. Серія «Технічні науки». - 2013. - 1\/'94. - С. 17-27. 2 Нормы расчета на прочность оборудования и трубопроводов атомных энергетических установок (ПНАЭ Г-7-002-86) / Госатомэнергонадзор СССР. - М.: Энергоатомиздат, 1989. - 525 с. З Программный комплекс А1\/'ЅУЅ 7.1. Аииензионное соглашение 1\ї9155594. 4 Михеев М.А. Основы теплопередачи / М.А. Михеев, И.М. Михеева. - М.: Энергия, 1977. 44 с. 5 Контактные уплотнения вращающихся валов. М., Машиностроение, 1976. -2б4 с. 6 Кулинченко В.Р. Справочник по теплообменным расчетам. - К.: «Техніка»,199О. 165 с. 7 Исаченко В.П. Теплопередача / В.П. Исаченко, В.П. Осипова, А.С. Сукомел.- М.: Энергоиздат, 1981. - 41 7 с.

ІЫ 13!!! март 2ІП5

ИССЛеД0ВаНиЯ

Удк ев1.51з:оо4.9а.1

Для анализа результатов испытаний компрессора динамического действия и соответствующего тренд-прогнозирования предлагается метод синтеза прогностической системы, способной обучаться в рамках информационно-экстремальной интеллектуальной технологии. Предлагаемый метод путем применения порядковых статистик позволит повысить функциональную эффективность прогностического обучения и определить на этапе экзамена реперные точки переобучения. Ключевые слова: информационно-экстремальная интеллектуальная технология, прогностическая система обучения. Для аналізу результатів випробувань компресора динамічної дії та відповідного тренд-прогнозування пропонується метод синтезу прогностичної системи здатної навчатися в рамках інформаиійно-екстремальної інтелектуальної технології Пропонований метод шляхом застосування порядкових статистик дозволить підвищити функиіональну ефективність прогностичного навчання та визначити на етапі іспиту реперні точки перенавчання. Ключові слова: інформаційно-екстремальна інтелектуальна технологія, прогностична система навчання. Рог іпе апаІузіз о[1їІ1е іезі гезиїіз 0] іпе сіупатіс асііоп сотргеззог апсі іпе соггезропаіпу ігепсі-ргесіісііоп, зупіїпезіз теіпоа 0] [огесазйпу зузївт аЫе то їгаіп ипаег ехёгете іп1їеІІес±иаІ іпіогтаїіоп ±есппоІоуу із ргорозесі. Тпе ргорозесі теїпосі шіІІ ітргоие іпе Ґипсііопаї еўїсіепсу оіргеаісііие Іеатіпу апсі сіеіегтіпесі ат іпе ехат геіегепсе роіпіз геїгаіпіпу Іэу аррІуіпу їпе огсіег зіаіізтїісз. Кеушогсіз: іпїогтаііоп апа ехіїгете іп1їеІІіуеп1ї іесппоіоуу, ргеоіісііоп Іеагпіпу зузіет.

дним из перспективных подходов к увеАичению функционаАьной эффективности обучающихся автоматизированных систем управАения (АСУ) [1] яв/ыяется создание детерминировано-статистических методов кАассификационного прогнозирования на основе самообучения и распознавания образов [2]. Основными причинами отсутствия широкого применения кАассификационного прогнозирования работоспособности компрессорных машин явАяются: - модеАьный характер известных методов, обусАовАенный тем, что пересечения гиперсферичних контейнеров в практических задачах контроАя не учитываются; - отсутствие аАгоритмов построения безошибочных решаІ-ОІ_ЦИХ

ПраВИА

ПО

МНОГОМЄРНОЙ

учебной матрице, что обусАовАено методоАогическими причинами. Устранение этих недостатков может быть обеспечено применением методов кАассификационного прогнозирования, разработанных в рамках информационно-экстремакьной интеААектуаАьной техноАогии (ИЭИТ), основанной на максимизации коАичества информации в процессе

обучения системы путем введения допоАнитеАьных информационных ограничений. ДаАее рассматриваются в рамках ИЭИТ вопросы оптимизации параметров функционирования СППР, способной обучаться и явдяющеися составнои частью АСУ [З]. Постановка задачи в рамках ИЭИТ і Пусть даны {х,2 |т = 1,М} - аАфавит М кАассов распознавания, которые в общем сАучае могут пересекаться, и матрицу данных техноАогического процесса ,і = ПШ = Пт, где 1\/', п - коАичество признаков распознавания и моментов считывания информации соответственно. Известен вектор-кортеж пространственновременных параметров функционирования обучающейся АСУ, ,<;т=<(у(т,1),...,у(т,д,...,у(т,Е)> с соответствующими ограничениями КЅ<(у1,...,уЕ)ЅО. САедует в процессе обучения АСУ оптимизировать такой параметр пАана обучения, как система контроАьных допусков В, и построить вариационный ряд экстремакьных посАедоватеАьных статистик (ЭПС) путем цеАенаправАенной трансформации нечеткого разбиения КІМІ в четкое хп

хп

разбиение эквиваАентности при усАовиях, представАенных в работе [4]. При этом оптимакьные значения параметров пАана обучения обеспечивают максимум информационного критерия функционадьной эффективности (КФЭ) обучения

=< {ШаХ{ад}

* Σ Мт=1Ет} >›

(1)

где - максимум КФЭ обучения распознавания реа/ыизаций кАасса Х; {6д} - обАасти допустимых значений параметров обучения. Таким образом, процесс оптимизации параметров функционирования обучающейся АСУ, предпоАагает построение ЭПС и оптимизации системы контроАьных допусков, что обеспечивает выпоАнение усАовия (1).

Математическая модедь прогностнческого обучения Математические модеАи прогностической автоматической кАассификации в рамках ИЭИТ имеют опредеАенные особенности. В этом сАучае обязатеАьным этапом процесса обучения явАяется отражение избиратеАьной множества Х на множество свободных

статистик Ѕ, которое вычисАяется на каждом шаге обучения: ДІХ-›Ѕ.

(2)

Статистика Ѕє Ѕ доАжна удовАетворять сАедующим требованиям: - явАяться одномерной статистической характеристикой избиратеАьной множества; - об./хадать инвариантностью к широкому семейству вероятностных мер; - быть чувствитеАьной к изменению функционаАьного состояния обучающейся АСУ. ДАя такой статистики можно считать "успехом" попадание значения признака в свое поАе контро./ыьных допусков. Пусть в процессе проведения испытаний выпохыняется усАовие равенства вероятностей нахождения 1\ї признаков своих контроАьных допусков, то р1=р2=...=рА,=р. Тогда вероятность поАучения успехов - чисАа признаков, содержащихся в допуске, опредеАяется по биномиаАьному распредеАению

Р(1<,1\ї,р) = СЁР'“ч“”'“› где а=1-р - вероятность выхода значения признака за предеАы поАя допусков; СІЁ, - биномиадьные коэффициенты.

Введем свободную статистику, инвариантную относитедьно группы всех 1\ї! перестановок координат 1\ї - мерногоіектора-реаАизации хжі С ХТЗ] = 1,п, которая зависит тоАько от объема обучающей выборки. В процессе реаАизации многоцик/ыичного итерационного аАгоритма оптимизации параметров обучения по ИЭИТ формируется экстрема/ыьная порядковая статистика (ЭПС), которая может рассматриваться как одномерная статистическая прогнозирующая функция соответствующего состояния АСУ:

ЅШ. = Σ ї ›т=1›М,<:=›› п

1ст›1_Ёт”п

т,п

где ктд - чисхю успехов при ]-ом испытании; ктд - выборочное среднее значение чисАа успехов посАе п испытаний; 52т,, - выборочное среднее квадратическое чисАа успехов посАе п испытаний соответственно. Известно, что статистика (З) имеет распредехыение х2 со степенью свободы к=п-1 и не зависит ни от математического ожидания, ни от дисперсии, а зависит тоАько от объема испытаний п. Как пока-

зывает анаАиз выражения (3), при увеАичении п выборочная дисперсия совпадает с нуАя, а функция Ѕтщ, имея тенденцию к увеАичению, достигнет какого угодно боАьшого значения. Таким образом, свободная статистика Ѕтт явАяется чАеном вариационного ряда - порядковой статистике, ранг которой опредеАяется номером испытания. Обозначим через П(Ет)сЕтчастично упорядоченное подмножество значений КФЕ, вычисАенных в процессе обучения распознавания реа/ыизации кАасса Х2. При этом Е,;- наибоАьший эАемент подмножества П(Ет). Тогда множество Е имеет упорядоченную структуру Е=<{П(Ѕт)}>. АнаАогичную структуру имеет и множество Ѕ: Ѕ=<{П(Ѕт)}>, где П(Ѕт) - подмножество статистик, вычисАенных при обучении распознавания реаАизации кАасса Ха, крупнейшим эАементом которого явАяется экстрема./ыьная статистика :Ѕ,:,. Таким образом, эАементы терм-множеств Е и Ѕ находятся во взаимно-однозначном соответствии, и опредеАение эАементов подмножества П(Ѕ,;) с Ѕ осуществАяется в резуАьтате биэктивного отображения х/

ЅІЕ -›Ѕ.

(4)

Вычисхыение порядковых статистик Ѕтд, дАя каждого кАасса осуществАяется по формуАе (3) на каждом шагу оптимизации параметров обучения АСУ. Статистика Ѕтд достигнет экстремакьного значения при испытании п*, при котором КФЭ обучения системы распознавать реадизации кАасса Х: принимает максима/ыьное значение в рабочей обАасти опредеАения его функции. ПосАе окончания обучения АСУ формируется вариационный ряд ЭПС Ѕ; за увеАичением с цеАью организации процедуры их сопоставАения с текущей статистикой Ѕп, который исчисАяется в режиме прогностического экзамена. Адгоритм прогностического обучения Рассмотрим базовый а./хгоритм прогностического обучения системы управАения. ААгоритм имеет сАедующие входные данные: {У[Ц,І,К]} - массив обучающих выборок, Д=1...1\ІМ - переменная коАичества испытаний, где 1\ІМ - минимаАьный объем репрезентативной обучающей выборки, І=1...1\І - переменная чисАа признаков распознавания, К=1...М - переменная коАичества кАассов распознавания {1\І1ЭК[І]}, {\/1ЭК[І]} - массивы нижних И

ВЄРХНИХ

КОНТРОАЬНЬІХ

ДОПУСКОВ

на признаки соответственно. РезуАьтатом реаАизации аАгоритма явАяются: {[)ОРТ[К]} - цеАый массив ОПТИМЭАЬНЬІХ

ЗНЗЧЄНИЙ

РЗДИУСОВ

контейнеров кАассов распознавания

кодовой

расстояния Хем-

минга; {Е\/[К]} - массив этаАонных двоичных векторов кАассов распознавания {ЕМ[К]} - настоящий массив максимаАьных значений информационного КФЕ процесса обучения {Ѕ[К]} - настоящий массив ЭПС кАассов распознавания

{ї>1[К1}› {А[К1}› {В[К]}› {132[К1} - Настоящие массивы оценок экстрема_/ыьных значений точностных характеристик процесса обучения дАя соответствующих кАассов распознавания: первая вероятность, ошибки первого и второго рода и вторая вероятность соответственно. Переменная В явАяется рабочей переменной шагов обучения, на которых посАедоватеАьно увеАичивается значение радиуса контейнера кАасса распознавания. Структурная схема базового акгоритма обучения ЬЕАК1\П1\ІСЗг приведена на рисунке. В структурной схеме аАгоритма бАок 3 формирует массив учебных двоичных выборок

~Э([Ц,І,К]} путем сравнения значений эАементов массива {У [Д,І,К]} с соответствующими контроАьными допусками на признаки распознаВЭНИЯ ПО ПРЗВИАУ

1›1Т1/жі Є бкр хт,і :

О›1Ґуі1{,і Є бк;

Б./юк 3 также формирует вариационный ряд порядковых статистик {Ѕ[К]} по правиАу (3) и формирует массив эта/юнных двоичных векторов {Е\/[К]} путем статистического усреднения сто/ыбцов массива ~Э([Ц,І,К]} по правиАу .

17-ЁҐЕ хті

О?

Σ Σ

~ ў=1х$г{Ёі > рт*

›

ў=1х$г{Ёі > рт

при соответствующем уровне сеАекции, который по умоАчанию равен рт= 0,5. БАок 4 осуществдяет разбиение множества этаАонных векторов на пары "бАижайших соседей". БАок 1 1 вычисАяет на каждом шаге обучения значение информационного КФЭ и оценки точностных характеристик процесса обучения. При невыпоАнении усАовия бАока сравнения 12 бАок 13 оценивает принаддежность текущего значения критерия Е[В] рабочей обАасти ЄЕ опредеАения его функции и при

ІІе1 [35] март 2ІІ15

поАожитеАьном решении бАока 13 это значение запоминается бАоком 14.

Σ1 035 Σ ,:,›<$,{ў, > рт .

1-›Чс_ Х

.: т.,І

1 ЅТАКТ

п=1хжЁі > рт* п

{У[1,1,к1},1=1...1×1 М, 1=1...1×1;1<=1...м; {1×ПЭ1<[І1}; {\/0К[І]} 3

Таким образом, процесс обучения СППР закАючается в реаАизации процедуры поиска гАобаАьного максимума функции информационного критерия в рабочей обАасти ее опредеАения и итерационного прибдижения этого максимума к его предеАьному максимаАьному значению с цеАью построения безошибочных по учебной матрице решающих правиА, которые геометрически характеризуются восстановАенными в процессе обучения оптимакьными контейнерами параметрических кАассов распознавания.

вм_Ѕ_Е\/ '

выч. в[о]

РАКА _

І5

в<ос[к1

5 К::0

_ 6

тах{Е[В]}

К:=К+1 |

І7

КЅМ

7 ІЭ:=І)+1 І8

_-В-І 9

{00РТ[К]}: {15\/[1<]}; {ЁМ[К]};{5П<1};{А[К]}; {В[К1};{01[К1}:{02[1<1}

.І:=0

Выводы 1. В качестве перспективного подхода повышающего функционаАьную эффективность обучающихся АСУ преддагается модеАь детерминировано-статистических методов к/ыассификационного прогнозирования на основе самообучения и распознавания образов. 2. Математическая модеАь детерминировано-статистического метода к/ыассификационного прогнозирования разработана с учётом особенностей прогностической автоматической кАассификации в рамках ИЭИТ. 3.ДопоАнение предАоженной модеАи сформуАированными информационными ограничениями позвоАит

повысить

19 ЅТОР

Рисунок. Структурная схема базового алгоритма ПРОЗНОСТПЦЧЄСКОЗО ОбуЧ.ЄН.'и.Я.

эффектив-

ность методов кхыассификационного прогнозирования. 4. Разработанный аАгоритм прогностического обучения интеААектуаАьной СППР позвоАит провести реАевантный анаАиз и обеспечить адекватное прогнозирование резуАьтатов иссАедований машин динамического действия. 5. РеаАизация предАоженной процедуры поиска гАобаАьного максимума функции информационного критерия в рабочей обАасти ее опредеАения и итерационное прибАижение этого максимума к его предеАьному максимадьному значению обеспечивает эффективный процесс обучения СППР.

Список литературы: 1. Концевич В.Г. Проблемы создания единого информационного пространства при внедрении САЬЅ-идеологии на предприятиях компрессоростроительной отрясли / В.Г.Концевич / Сборник трудов ІІ Всероссийской студенческой науч.-прак. конф. «Вакуумная и компрессорная техника и пневмоагрегаты›› / М.: МГТУ, 2010. С. 7-16. 2. Довбиш А.С. Анализ алгоритмов оптимизации контрольных допусков по признакам распознавания / А.С.Довбиш, О.О.Дзюба // Адаптивные системы автоматического управления, 2010.- 1\ї916.С. 1 1-15.

З. Заговора О.В. Формализация выходов процесса управления изменениями в жизненном цикле информационной системы управления как источника новых знаний / О.В. Заговора., В.Г. Концевич / Материалы конф. «Информационные процессы и технологии. Информатика - 2011» / Севастопольский нац. технический университет, 201 1.- С. 234. 4. Мухамедиев Р.И. Ограниченность одноуровневых аддитивных моделей оценивания / Вестник Сумского государственного университета. Серия Технические науки, 2006.- Мг 4.С.1 7-23.

Проектирование и моделирование

УДК 621.165:5З2.6

Представлены результаты расчетов трехмерных течений в проточной части паровой турбины Т-3.З/ 5. 5О. 5/ 0.22/ 0.01. Проточная часть паровой турбины спроектирована с использованием метода параметризации и аналитического профилирования лопаток, а также методов моделирования пространственных вязких течений, реализованных в программном комплексе ІРМР`Іош. Показано, что в разработанной турбине за счет применения современных профилей дОСТП,Ы2НуТТ7,ЬІ, ХОРОЪЦЫЄ 2аЗОдЫНа./И,ЫЧ,ЄС7СЫЄ ХЦРСІТСПТЄРЫСТПЫТСЫ. ЮІЮЧЄЄЬІЄ СЛ.О6а.' ПРОШОЧНЫЯ ЧСЪСТГЪЬ, ПСЪРОЄЦЯ турбЫНа, ЧЫС,/ІЄННЬЬЄ ЫССЛЄСЭОЄСІНЪЬЯ, ПРОСТПРСЪНСГПЄЄННОЄ ТПЄЧЄНЫЄ.

Представленорезультатирозрахунків тривимірних течій у проточній частині паровоїтурбіни Т-3. З/ 5. 5-О. 5/ 0.22/ О. 01. Проточна частина парової турбіни спроектована з використанням методу параметризаиіїі аналітичного профілювання лопаток, а також методів моделювання просторових вязких течій, реалізованих у програмному комплексі ІРМР`Іош. Показано, що в розробленій турбіні за рахунок застосування сучасних профілів досягнуто добрі газодинамічні характеристики. Ключові слова: проточна частина, парова турбіна, чисельні дослідження, просторова течія. Ргезепіесі іпв гезиііз 01” саісиіаііопз 0] іпгее-(іітепзіопаі Лошз іп іпе Лош рагі 0] іпе зіеат іигІэіпе Т-3.З/ 5. 5-О. 5/ 0.22/ 0.01. Тпе Лош рагі 01” іпв зіеат іигіэіпе із сіезіупесі изіпу іпе теіпосі оірагатеіетіиаііоп апсі апаІу1їісаІрго]іІіпу о]` Ыасіез, апсі теіпосіз 0] зраііаі тооіеііпу о]" иізсоиз Лошз, ітріетепіеоі іп іпе зоіїшаге раскауе ІРМР`Іош. Іі із зпошп іпаі іп іпе оіеиеіореоі іигіэіпе аспіеиесі уоосі уаз-оіупатіс спагасіегізіісз іпгоиуп іпе изв о] тооіегп рго]їІез. Кеушогс1з:]1ошраг1ї, зіеат іитЬіпе, питегісаі іпиезііуаііопз, зраііаіїіош.

Введение В посАедние 15-20 Ает при проектировании проточных частей турбомашин широко применяются методы модехыирования пространственных вязких ТЄЧЄНИЙ, ОСНОВаННЬІЄ На ЧИСАЄННОМ ИНТЄГрИрОВаНИИ

уравнений РейноАьдса [1, 2, 3 и др.]. Их применение необходимо д./мя обеспечения высокого уровня аэродинамического совершенствования турбоустановок, уменьшения объема экспериментаАьных иссАедований и сокращения времени проектирования. На данный момент трехмерные методы расчета испохыьзуются как поверочные. В ИПМаш НАН Украины разработан компАексный подход к проектированию проточных частей турбин, основанный на математических модеАях разАичных уровней сАожности (от одномерных до трехмерных), а также методах параметризации и анахыитического профиАирования Аопаточных венцов, в котором базовые профиАи описываются кривыми четвертого и пятого порядков с применением усАовия обеспечения минимаАьного значения максимаАьной кривизны. В статье представххена проточная часть турбины Т-3.3/5.5-0.5/0.22/0.01, спроектированная с испоАьзованием программного компАекса ІРМ1-ї`1о\у, предназначенного дАя расчета пространственных вязких течений.

Объект иссдедования. Турбина Т-3.З/5.50.5/0.22/0.01 На рис. 1 представхыен чертеж прототипа проточной части турбины Т-3.3/5.5-0.5/0.22/0.01, а в таб./ы. 1 приведены основные технические характеристики, которые доАжна обеспечивать турбина на но-

мина./ыьном режиме. Проектирование прототипа выпоАнено на основе одномерных тепАовых расчетов и атАаса стандартных профиАей АМЗ. Одним из гАавных требований, выдвигаемых к данной турбине, явАяАось обеспечение низкой метаААоемкости издеАия, дАя чего быАи увеАичена окружная скорость вращения ротора и повышена нагруженость ступеней. Метод расчета течения Чисденные иссАедования пространственных течений пара в проточной части турбины Т-З.З/ 5.5О.5 / 0.22 / 0.01 проводиАись с испоАьзованием программного комп./ыекса ІРМР`1о\ж/, который явАяется развитием программ Р`1о\уЕК и Р`1о\д/'ЕЕ-И [3, 4]. Математическая модеАь компАекса основана на чисАенном интегрировании осредненных по РейноАьдсу нестационарных уравнений Навье-Стокса с испоАьзованием неявной квазимонотонной Е1\ІО-схемы повышенной точности и двухпараметрической дифференциахьной модеАи турбуАентности ЅЅТ Ментера [5]. РезуАьтаты расчетов, поАученные с помощью программного компАекса ІРМБ`1о\у, обАадают необходимой достоверностью как по качественной структуре течения, так и по кохыичественной оценке характеристик изоАированных турбинных решеток и проточных частей турбомашин в цеАом [б, 7]. Метод анадитического профидирования проточных частей осевого типа ДАя построения геометрии Аопаточных венЦов проточной части осевой турбины Т-3.3 / 5.5О.5/ 0.22/ 0.01 испоАьзоваАся метод параметризации и анадитического профихыирования Аопатки [8].

ІЫ 13!!! март 21115

Щ: Ёў низ?

,- _ ',ъч_-І

ННЁЁЁ*"Ё) М

рд/Ж _ _ _ <_ _: _< .

\.'\®

“ЖЅ

а і --

Чт Жйзхза

_, :----\

ншнШШяесі~, ЁЁ ІІ

/“

ЧМ

:+ К

'-Чт --

=а

ма /4 -Ш-5%-_,,_

"'-1

А.

: Ё гї

' \

-7

“мдф

/ __

, -

- мну ї ц .=

ўвфиўиї

4* 'ічці /К

---г

ИЕЕ: Ы

цї Ёп-._ї_;з'Жв

* КД-,мг

@'_

Жакткзж°'гг

д. \\' ,

4%*

'`ч<з~

мл

ЗОВЗНИЄМ СООТНОІЦЄНИИ

`\\

, 1

мок, которые опредехыяются по заданному угАу (11-Аа1 на входной кромке и варьируемому ушу (126 на выходной кромке. Варьируемыми параметрами дАя соотношений (3) яв/хяются (125 и у"СП,0, подбор которых до./хжен обеспечить заданную ве/ыичину горАа решетки О, а также удовАетворить требованию минимахьного значения максимаАьной кривизны на множестве кривых (1) [9]. ВеАичина горАа опредеАяется по заданным значениям шага решетки и эффективному угАу О=ісоза2еҐ ПосАе опредеАения кривой спинки и вписывания входной и выходной кромок итерационно рассчитываются коэффициенты кривой (2) дАя корытца с испоАь-

\\\`\'\\\ \Х›)5ЁХЁЁ&\`Ж\

-«× /

*е

зм,.._. щьчёїщм М;

Ґ мтдшт-мшт@щм#›“\

к укор \х1кор

: у1кор

укор Ѕх1ко

,~,«,~ЖИ-атм

Рис. 1. Продольный разрез турбины

(

< укор Кхщо 'ТЭ'ТЗ _ {уК0р,о} к

жж/

Т-3. 3/5. 5-О. 5/О. 22/0. 01

(4)

: у2кор

укор \х2ко 'ТЗ

Аопатки направАяюЩих и рабочих ко./ыес задаются произвоАьным набором пАоских профиАей, каждый из которых рассматривается в декартовой системе координат с осью абсцисс, параААеАьной оси турбины, и осью ординат, совпадающей с фронтом решетки (рис. 2). ДАя задания решетки профиАей исходными данными яв/хяются: Іэх - ширина профиАя; (11 - скеАетный угоА решетки на входе; і- шаг решетки; атс- эффективный угоА выхода потока; г1 - радиус входной кромки; Г2 - радиус выходной кромки; Аа1, Аа2 - угАы «заострения» входной и выходной кромок; а2Ск - угоА «скоса›› спинки, 0660 = 0625 + 0620,, ; ІСП, 2611, Ікор, 2КОр - точки сопряжения входных и выходных кромок с кривыми спинки и корытца. ПрофиАь описывается входной и выходной кромками, а также кривыми спинки и корытца. Входная и выходная кромки явАяются окружностями, а кривые спинки - многочкенами 5-го порядка, корытца - многоч./ыенами 4-го порядка вида:

_ АШ1)

укор \х2кор

її

а2с

УгоА (126 выбирается в интерва_/хе оъсои (125 таким образом, чтобы обеспечить минима_/ыьное значение максимаАьной кривизны кривой корытца [9], Аибо задается равным (128 -Аа? Чисденный анадиз газодинамичесиой эффективности проточной части турбины Т-3.З/5.50.5/0.22/0.01 С учетом требований к расходным и геометрическим характеристикам (чисАо ступеней, расход пара, средние диаметры ступеней, коАичество и высоты

у(х) =

Σ аіхї, аі = сопзї;

Ёт

(1)

[кор

і=О

у(х) =

аіхї, аі = сопзї. Σ 1:0

(2)

Коэффициенты кривои (1), описывающеи спинку, рассчитываются итерационно из соотношений ми

ми

--5 І ад

убп (х1сп) :

2 кор

*зи

І І

СП І І І

,от

+ АСИІ)

2ы12 :х1сп) :

<у,

)= уо

Ё ,

(З)

І-Ь

_ _ _ _д

="\_ ч:

0) = Ґ9 (Обед) 2сп) = у2сп

><>< ЁЧ>< ЩЩЩ о×ооо ПППЩ О Ё3 п) = Ё8{а2з}

(0; 0.

`І--І"

-;_

І І І І І

Ё.

«я

І І І І*-______

І >І< І І І

__ї__

где х1СП, уют, х2сП, у2Сп - координаты точек касания криВОИ КОРЬІТЦЗІ С ОКРУЖНОСТЯМИ ВХОДНОИ И ВЬІХОДНОИ КрО

Рис. 2. Решетка профилей

Таблица 1. Основные параметры турбины Т-3.3/5. 5-0. 5/0.22/0.01 на номинальном режиме Наименование

Единицы измерения

Значение

Частота вращения ротора турбины

об/мин

6000

Расход пара на входе

т/ч

53,5

ДавАение пара на входе

ата

Температура пара на входе

°С

230

ДавАение в конденсаторе (вакуум)

ата

0,098

ДавАение в отборе

ата

2,2

Температура в отборе

°С

155,9

Расход пара в отбор

т/ч

Расход пара в конденсатор

т/ч

Аопаток) быАи проведены с./ыедующие этапы иссАедования: - предваритеАьный одномерный тепАовой расчет турбины; - выпоАнены чисАенные иссАедования пространственных течений на режиме при СЗ0=5З,5 т/ ч с тепАофикационным отбором 6Отб=15 т/ ч и поАучены характеристики Аопаточных аппаратов проточной части проектируемой турбины; - оценены веАичины утечек через зазоры в периферийной части Аопаток и междисковых пространствах, а также термодинамические параметры вытекающего и втекающего в них пара (схема учета надбандажных и междисковых перетечек, а также отборов пара представАена на рис. 3); - проведен анаАиз поАученных чисАенных резуАьтатов. Расчеты проводиАись на разностных сетках с чисАом узАов в одном меж/ыопаточном канале окоАо 450 тысяч. В качестве граничных усАовий задаваАись на входе в ступень поАные давАение и энтаАьпия, а на выходе - статическое давАение, а также веАичины расходов пара в междисковых пространствах направАяющих аппаратов (НА) и надбандажных протечках рабочих коАес (РК) и отборах. ВеАичина массового расхода в межАопаточных трактах не задается, а поАучается в резуАьтате расчета. На рис. 4-б представАены вид меридионаАьной проекции проточной части турбины Т-З.З/ 5.50.5 / 0.22 / 0.01, трехмерная визуаххизация и наборы профиАей Аопаток, поАученные с помощью описанного выше метода параметризации и ана./ыитического профиАирования Аопаточных венцов. В табА. 2 представАены основные интеграАьные газодинамические характеристики и показатеАи эффективности работы проточной части турбины Т-3.3/5.5-0.5/0.22/0.01, по./хученные по резу./ыьтатам проведенных чисАенных исс/ыедований пространствен-

5±1\,';'_55

Ё Ґ3

Ін І-Ід

РЕЁ

ЁЕ-*2

Рис. 3. Схема учета надбандаэкных и мвэкдисковых перетечек, а такэке отборов пара: 61 - утечка пара в диафрагменном уплотнении; (32 - пар, возвращаемый в проточную часть турбины; (33 - утечка пара через надбандшкное уплотнение; 64 - пар, возвращаемый в проточную часть турбины из надбандажного уплотнения; 65 - пар, направляемый в отбор (при наличии отбора); Е - суммарный расход пара, направляемого в отбор и возвращаемого в проточную часть турбины; 0, 1, 2 - характерные расчетные сечения ступени

пі =

ΣЩ =1

Σ Є,Н;Ьі

(Ы

і=1

ных течений.

Суммарная мощность, поАученная при расчете, составиАа 6097 кВт. Суммарный КПД проточной части рассчитыва/ыся по формуАе:

где Н2129 - адиабатический тепАовой перепад, поАученный по разности поАной (заторможенной) энтаАьпии на входе и статической на выходе, Єі - массовый расход пара.

мы шт мщп 21115

РК6 НА6

НА5

_ н.-11 РК1 НЮ Рю

НМ РК4 ньз

РКЗ

Рис. 4. Меридиональная проекция проточной части турбины Т-3.3/5. 5-0. 5/0.22/0.01

По формуАе (5) КПД проточной части с учетом потерь от вАажности и с выходной скоростью составиА 83,02 %. По резу/ыьтатам проведенных чисАенных иссАедований можно сдеАать вывод, что уровень газодинамического совершенства профиАей и выбор основных геометрических характеристик ступеней с учетом поставАенных конструктивных ограничений в цеАом достаточно хороший. Выводы ПредставАена геометрия проточной части паровой турбины Т-3.3 / 5.5-0.5 / 0.22 / 0.01, спроектированная с испоАьзованием нового метода параметризации и анаАитического профиАирования Аопаток. АнаАиз резуАьтатов расчетов трехмерных течений в проточной части турбины Т-3.3/5.5-0.5/0.22/0.01 показаА, что в разработанной турбине за счет применения современных профиАей достигнут относитеАьно высокий уровень газодинамического совершенства. Список литературы: 1. А1\їЅУЅ Ргооіисіз / А1\їЅУЅ, Іпс. АП Кіупіз Кезегиеоі. Тегтз & Сопаіііопз [Іпіегпеі зоигсе]. - А1/аіІаІ9Іе Ігот: 11іір:// шшш. апзуз. сот

ъ .\.~. 1 1

-_ з_ \\_

-Е.

'ъ

ъ___,,', Л* С 53"* - тн;

.-3*!1!/,×31,99142;

съ..

дрцв.

3 д

,У_ _._

.| \-.

› _.\_;

Рис. 5. Тргхмгрндг цзабрцжгниг турбины Т-3. 3/5. 5-0. 5/0.22/0. 01

Таблииа 2. Основные газодинамические характеристики проточной части турбины Т-3.3/5. 5-0. 5/0.22/0.01 по результатам ЗП расчетов Ступень Параметр 1

Овых, кг/с

14,89

10,67*

10,44

10,41

10,63

10,54

РМ, па тм, °с

330051 191,5

221114 153,3

136344

70932

35747

9964

126,0

90,1

73,0

45,5

0,984

0,9847

0,9168

С2, м/с

78,0

98,7

131,6

153,7

153,3

302,1

р, %

23,5

22,3

30,4

24,7

34,96

50,76

а, °

12,75

12,96

13,28

13,85

15,91

19,62

Б, °

17,4

18,93

13,51

19,57

20,26

29,51

до, %

97,51

96,46

97,25

96,22

96,82

96,43

1,11, %

96,55

94,87

96,4

95,93

97,76

97,79

Проточная ЧаСТЬ

ўст 1 /О

626 1

900 1

7,10

8,77

5,895

5,715

17`Оі, %

89,63

88,95

88,60

83,30

89,29

81,89

83,02

1\їст› Вт

862859

1049920

824601

985968

1038701

13349 16

6096965

н“,,,,

57450

32959

96750

123889

121029

177202

669289

* - Є СООТТЪЄЄТТІСТПЄЫЫ СО СХЄМОЙ РЦСЧЄПЪСІ ОтбО_р РСІССЧЫШЬЪЄЄЄШСЯ СО ЄтОрОй СтуПЄНЬЮ

1Ґ

,_,-_.__

;_."'--І

х ,І

'|". .,

Ч.-цчч.

ІІ

-І.

'. 'І

І 'І

.""'

зі

\..____

1."'

. -'

"І '

_,",

І:

"-_

'Ґ

“ _

__ __`_-_-'

ІІ

'\ |'

І]

А-

~._

І "-.

_ _ --

'_ 'І І

"т _ *Ґ

1 '

І'|

. _"І 'нд -_|'|| 'Н ._І.' '.

"ІІ І ІІ

|_ .' ._.. 1.1. ІІ

Ц -_ ,да __.

_______

_ \

__Ій_::'ц #6; -Ґ

'І.1 '_.1

'\1

.І< І

. І

Ъ--' *із= “

г ( 1

'_-Ъ--Ь

_ ___ .- ' -ы-ь__`

_ -Ч

"- 4 -_

'.Н 1. Н| 1 .|'.ІІ .__' ._ _|І

,* І

/И,

1" 3

ІҐІ

І \І

'І

1 1 _"

КД

""- ~.. _ _

_ _ ,

_! 14

`І

1 _ . д 1 ~_ . | ' '.` ` 1

1;-'

`' '

' '

1 1

"-н-...

_--'

`\ ___,за

НА1

_ __і:'_ _--' _

РК1

НА2

РК2

Рис. 6. Профили направляющих и рабочих лопаток

2. РІоиЛ/ізіоп / Р`ІоиЛ/ізіоп: Тпе Ьеап Визіпезз & Ѕирріу Спаіп Сопзиіііпу Огоир [Іпіегпеі зоигсе]. АиаіІаЫе Ігот: піір:// шшш.Лошиізіоп. сот 3. Комплекс програм розрахунку тривимірних течій газу в багатовінцевих турбомашинах «І-7ІошЕК» [Текст] / С. В. Єршов, А. В. Русанов. - Державне агентство України з авторських та суміжних прав, ПА ]\ї9 77; 19.02.96. - 1 с. 4. Русанов А. В. Математическое моделирование нестационарных газодинамических процессов в проточных частях турбомашин [Текст] / А. В. Русанов, С. В. Ершов. - Х.: ИПМаш НАН Украины, 2008. 275 с. 5. Мепіег Р. К. Тшо-Еаиаііоп Есісіу-1/ізсозііу ТигЬиІепсе Мосїеіз [от Епуіпеегіпу Арріісаііопз [Твхі] // АІАА <]. - 1994. - 32, 1\ї98. - Р. 1598-1605. 6. Ьатрагі Р. Уаііоіаііоп 0] іигіэотаспіпегу Лош зоіиег оп іигіэотаспіпвгу івзі сазез [Твхі] / Р. Ьатрагі, Ѕ. Уегзпои, А. Кизапои // Іпіегпаііопаі сопіегепсе

ЅУМКОМ'О2: Сотргеззог & ±игЬіпе зіаув Лош раіп іпеогу, ехрегітепі & изег иепўісаііоп, Сіеріпе Мазгупу Ргиеріушоше. Тифотаспіпегу, Роіііесппіка Ьосігіса, Ьосіи, Роіапсі. - 2002. - 1\їо. 122. - Р. 63-70. 7. Хомылев С.А. Численное исследование обтекания турбинных решеток профилей: часть 1 - верификация расчетного метода [Текст] / С.А. Хомылев, С.Б. Резник, С.В. Ершов // Энергетические и теплотехнические процессы и оборудование. Вестник НТУ «ХПИ››: Сб. науч. трудов. -Х.: НТУ «ХПИ», 2008. - 1\ї9 6. - С. 23-31. 8. Русанов А.В. Метод аналитического профилирования лопаточных венцов проточных частей осевых турбин [Текст] / А.В. Русанов, Н.В. Паіцвнко, А.И. Косьянова // Восточно-Европейский журнал передовых технологий. - 2009. - 1\ї9 2/ 7(38). - С. 32-37. 9. Бойко А.В. Основы теории оптимального проектирования проточной части осевых турбомашин [Текст] / А.В. Бойко, Ю.Н. Говоруіценко. - Х.: Виіца школа, 1989. - 21 7 с.

ІЫ [38] март 2015

Проектирование и моделирование

УДК 621.521.791

Приведены результаты численного и экспериментального исследования лабиринтных уплотнений с гладким валом. Получен ряд новых данных о влиянии основных геометрических параметров (высота и шаг гребней, диаметр, зазор и количество гребней). Даны рекомендации по выбору параметров и уточнвны их оптимальные значения. С использованием средств визуализации программного комплекса получены данные о закономерностях структуры потока в расширительНЬЮС КЫМЄРИХ уп./ЪОТТІНЄНЫЙ. КІІІОЧЄЄЬІЄ СЛ.О6а.' ЛабЫрЫНтНОЄ уТІ]ЪОТТ7,НЄНЫЄ, ЗЄОМЄШРЫЧЄСКЫЄ ПСЧОСЫИЄТТІІЭЬЬ, СтруКтура ПОТПОКСЪ, РСЪСЪЦЫРЫШЄЛЬНЬЬЄ Ка-

меры. Наведвно результата чисвльного та експвримвнтального дослідження лабіринтних ущільнень з гладким валом. Отримано ряд нових даних про вплив основних геометричних параметрів (висота і крок гребенів, діаметр, зазор і кількість гребенів). Дано рекомендаиії щодо вибору параметрів і уточнені їх оптимальні значення. З використанням засобів візуалізаиії програмного комплексу отримані дані про закономірності структури потоку в розширювальних камерах ущільнень. Кпючові слова: лабіринтне ущільнення, геометричні параметри, структура потоку, розширювальні камери. Тпе гвзиїіз 0] питвгісаі апсі ехрегітвпіаї іпиезііуаііоп 0] іпв Іаіэугіпіп зеаіз шіїп а зтооіп зпаўї. А питїэег о]` пеш сіаіа оп іпе ітрасї о]° іпе таіп уеотеігіс рагатеїегз (пеіупі ап0І ріісп 0] гпе гісіуез, іпе сііатеіет, гпе уар ап0І гпе питіэег 01” гісїуез). Тпе гесоттепоїаііопз оп те споісе оірагатеіегз ап0І ге]їпес1 іпеіг оргітаї иаіиез. Пзіпу иізиаІі2а1їіоп зоігшаге раскауе ргоиісїеої оїаіа оп те раііегпз о[]1ош зігисгиге іп іпе ехрапзіоп с11атЬег зеаїз. Кеушогсїз: Іаіэугіпїп зеаІ, уеотеггіс рагатегегз, Іїпе зігисіиге 0] гпе Лош, ехрапзіоп спатіэегз.

Введение В настоящее время при создании новых компрессоров и турбин идет борьба за каждую десятую доАю процента к.п.д проточных частей. В то же время потери к.п.д от внутренних протечек в турбомашинах достигают иногда нескоАьких процентов, особенно в турбомашинах высокого давАения с маАыми поперечными размерами проточной части (в ступенях маАой расходности). Однако сАожный механизм течения в Аабиринтных упАотнениях не изучен, а дАя расчетов веАичины утечки исподьзуется прибАиженная формуАа СтодоАа, основанная на анаАогии с истечением газа через отверстие с острой кромкой, которая допоАнена поправочнЬ1ми коэффициентами, учиты-

вающими тип упАотнения, размеры камер, форму гребней [1 - 4]

1=др'К'.1с

'\/(Р1_Р2)'Р, (1)

где др - коэффициент расхода отверстия; к=](р2/р1,2) - поправочный коэффициент, опредеАяемый

по кривым ЭгАи в зависимости от упАотняемого перепада и чисАа гребней упАотнения. Известные опытные данные поАучены на имитационных установках, обычно пАоских, без учета формы коАьцевого зазора. При этом пренебрегается вАияние на значение расхода веАичины расстояния между гребнями ± и их высоты 11, вращение ваАа, закрутки потока на входе, эксцентриситет ваАа и др. Такой эмпирический подход к расчету протечки через Аабиринтные упАотнения испоАьзуется до настоящего времени. Не существует строгой методики модеАирования характеристик упАотнений. Проектирование упАотнений сводится к установке гребней высотой И = 4...б мм на Аюбой требуемый диаметр В, а веАичина зазора Ѕ принимается исходя из усАовий экспАуатации (несоосность, прогиб и вибрация ваАа, и. т. п.). Системные иссАедования Аабиринтных упАотнений не проводихыись. Между тем появиАисЬ мощные программные компАексы, позвоАяющие угАубАенно иссАедовать течения в канаАах сАожной формы.

Постановка задачи и методы иссдедований. БыАа поставАена задача боАее детадьного экспериментадьного и теоретического иссАедования характеристик Аабиринтных упАотнений с цеАью проверки обоснованности поАожений, испоАьзуемых при их расчетах и проектировании. В качестве исходного иссАедуемого упАотнения принято типичное Аабиринтное упАотнение с гАадким ваАом покрывного диска центробежного нагнетатедя серийного газоперекачивающего агрегата типа ГПА - 16 с натурными размерами. Уп./ютнение состоит из пяти гребней высотой И = 5 мм, установАенных с шагом 13 = 4 мм, диаметр упАотнения В = 240 мм. ВеАичины радиадьных зазоров под гребнями принимадась равными з = 0,225 и 0,35 мм. Отношение давАений перед и за упАотнением изменяАось в предеАах, характерных дАя центробежных компрессоров р1 / р2 = 1, Об + 1, 21. ДопоАнитеАЬно быАи проведены иссАедования упАотнений с другими диаметрами ваАа с цеАЬю выявАения вАияния масштабного фактора, уточнение

вАияния разАичных геометрических параметров на расходные характеристики Аабиринтных упАотнений и их оптимизация.

ЭкспериментаАьные иссАедования проводиАись на универсадьном стенде, а чисАенные - с испоАьзованием гидродинамического программного компАекса Р`1о\ж/ \/ізіоп. В качестве расходных характеристик упАотнения принимаАись расход протечки Ш и усАовный коэффициент расхода ,и = /,1Р - Іс, опредеАяемый из формуАы (1).

Методика чисАенного модеАирования течения учитыва/ха специфику микро-геометрии упАотнения и вращение ваАа. При осесимметричной постановке рассматриваАся сектор проточной части у=3°. Расчетная сетка строиАась таким образом, чтобы в радиаАьном зазоре з = 0,225 мм поместить порядка 10 ячеек. Итоговая расчетная сетка обАасти состояАа из 300 - 500 тыс. расчетных ячеек, в зависимости от размеров упАотнения. Выбрана стандартная К-е модеАь турбуАентности. ДАя выбранной модеАи “поАностью сжимаемая жидкость” шаг по времени сначаАа задавадся равным одной десятой проАетного времени. Моде/ыирование течения проводиАось в стационарной постановке, воздух рассматривадся как совершенный газ. Поверхности стенок проточной части принима_/ыись гидравАически гАадкими. Входными граничными усАовиями принима/ыись значения статического давАения и температуры. В качестве критерия сходимости принима_/ыось отсутствие боАьших осциААяций в значениях входных и выходных параметров. Верификация чис./ыенных резуАьтатов проводиАась в [5] и показа/ха приемАемую корректность расчетной методики. Резудьтаты иссдедования. ПоскоАьку приведенные в доступной Аитературе эксперимента./ыьные данные по иссАедованию Аабиринтных упхыотнений не привязаны к характерному его диаметру, возникает вопрос о диапазоне их применимости и методике модехыирования уп./ютнений. ПоАное геометрическое подобие предпоАагает изменение размеров гребней и камер пропорционадьно диаметру ваАа, что, очевидно, д/мя боАьшого диаметра приведет к необоснованно боАьшим размерам, а дАя очень маАого диаметра - к “вырождению” Аабиринтного упАотнения, когда оно по сути приб/ыижается к обычному ще/ыевому упАотнению. Что КЗСЗЄТСЯ

ВЄАИЧИНЬІ

раДИ ЗАЬНОГО

зазора, то его выбор обычно производится из чисто конструктивных соображений: зазор доАжен быть минимадьным, но гарантирующим отсутствие касания гребней о поверхность ва_/ыа. Таким образом, поАное геометрическое подобие при модеАировании Аабиринтных упАотнений не имеет смысАа. На практике поАучиА распространение метод частичного модедирования, когда на основе накопАенного опыта принимаются размеры гребней (высота 11, заострение кромки А) и камер (шаг между гребнями 1), которые при модедировании переносятся на требуемый диаметр, а радиаАьный зазор Ѕ выбирается конструктивно. Опыт турбо - и компрессоростроения показывет, что обычно принимают размеры 71 = ї = 4...бмм не зависимо от свойств и параметров газа. С цеАью выявАения в./ыияния масштабного фактора быАи иссАедованы экспериментаАьным и расчетным путем Аабиринтные упАотнения диаметрами В = 80, 120 и 240 мм, с геометрией гребней идентичной базовому варианту В= 240 мм рис. 1. При обычном расчете протечек дАя всех этих уп./ыотнений принимается одинаковое значение коэффициента расхода /.1. Это СВИДЄТЄАЬСТВУЄТ О

НЄКОРРЄКТНОСТИ

такого модеАирования и необходимости введения поправочных коэффициентов, учить1вающих вАияние масштабного фактора, что ранее не учитыва/юсь. Дадее

быАо

выпоАнено

рас-

четное иссхыедование вариантов поАученных поАным и непоАным геометрическим модеАированием на уменьшенных диаметрах ваАа В=120 и 80 мм, относитеАьно базового В=240 мм. ПоАное геометрическое модеАирование быАо выпоАнено путем уменьшения всех геометрических размеров упАотнения в З раза, (т.е. пропорционагыьно уменьшению диаметра ва./ха). Значения коэффициенов расхода упАотнения дАя сравниваемых вариантов приведены в табА. 1: Расхождение между веАичинами коэффициентов расхода упАотнений, выпоАненних с собАюдением непоАного и поАного геометрического модеАирования по отношению к базовому варианту достигает 15 %, что весьма существенно. Весомым недостатком испоАьзования поАного геометрического модеАирования явАяется его чрезмерно ма./мый зазор, который невозможно выдержать на практике. Затем быАо проведено чисАенное иссАедование проявАения масштабного фактора при постоянном значении относитеАьного зазора в

19 1,13 І

1,11 +ІЁ1=БІІІ мы

1 ,ПЭ І 1Ш

.і.ІІ1=1ЁІІІыы

1 ,П5

1 ,ПЗ

1 І ІІ1 = 2±1ІІІыы

1 ,П1 121,99 *І ІІІ,ЁІ?' -1 1,15

1,1

1,15

1,2

1,25

Р11Р2 Рис. 1. Исследование влияния масштабного фактора (2 = 5, ±=4мм, І1=5мм, $=0,225мм)

мы 11111 март 21111

Таблица 1. Сравнение результатов полного и неполного геометрического моделирования уплотнения (2 = 5, р1/р2=1,06) Вариант

Диаметр ваАа упАотнения В,

і, мм

71, мм

3, мм

,и

ММ

Базовый

240

0,225

1,082

НепоАное модеАирова-

120

0,225

1,036

НИЄ

0,225

0,984

ПоАное модехыирование *

1,3

1,бб

0,116

0,918

* - поАучено расчетным путем. широком диапазоне упАотняемого перепада давдения, при одинаковых значениях шага і и высоты гребней И рис.1. Попытка обобщения резудьтатов по безразмерному параметру з/В не приве./ха к жеАаемому резуАьтату. Существенные отАичия коэффициентов расхода упАотнения при разАичных диаметрах ваАа происходит потому, что с увеАичением характерного диаметра упАотнения увеАичивается пАощадь его проходного сечения, а значит и веАичина расхода протечки через него также увеАичится. ПоскоАьку в упкотнение поступает боАьшее коАичество газа, то необходим и бодьший геометрический обьем его коАьцевых камер дАя обеспечения по./ыноты гашения скорости поступающего потока. Из приведенных визуадизаций течения (рис. 2), поАученных чисАенным иссАедованием видно, что поАожение ядра вихревых зон, с увеАичением диаметра упАотнения смещается от ваАа вгАубь расширитеАьных камер, т. е. подобие течения не сохраняется, что очевидно и есть проявАением масштабного фактора. Можно предпоАагать, что Аабиринтные упАотнения имеют резерв повышения эффективности путем надАежащего изменения геометрических размеров его коАьцевых камер соответственно изменению ведичины объемного расхода потока. Вдияние высоты камер. Объем камеры за гребнем вАияет на ведичину протечки, т. к. опредеАяет усАовия гашения кинетической энергии струи. Очевидно, что чем боАьше объем камер тем Аучше. Однако размер камер напрямую связан с осевым размером упАотнения и усАожняет конструкцию узАа и машины в цеАом. Повышение эффективности Аабиринтного упдотнения можно осуществить путем подбора оптимадь-

фициента расхода упАотнения от веАичины высоты его гребней 11 при неизменном шаге 1ї. Видно, что оптимаАьным значением явАяется 11=4 мм, что бАизко к принимаемым на практике размерам. Некоторые визуахыизации течения дАя двух значений параметра п=4 мм и ї1=2 мм приведены

на рис. 4. САедует отметить, что уменьшение высоты камеры 11 на 2 мм позвоАяет образовавшемуся вихревому течению потока занять весь коАьцевой объем камеры,

Рис. 2. Векторы скорости в уплотнениях (з =0,225, 2 = 5, ± = 4 мм, 11 = 5 мм, р1/р2=1,07): а) В = 80 мм; б) В = 24Омм ных значении расстояния между гребнями 15 и их высоты 11. ОрАик В.Г. в [4] связывает геометрические размеры камеры со степенью гашения скорости и коэффициентом расхода упАотнения при помощи теории Абрамовича Г.Н. Необходимая при этом относитеАьная дАина струи вычисАяется как отношение ее эффективной дАинны І к поАуширине узкого сечения, но явАяется Аи это единственным обобщающим параметром. И.Е. ИдеАьчик [б] рассматриваА струю в камере Аабиринтного упАотнения как свободную, и не поАуограниченную, так как опираясь на ряд экспериментадьных данных быАо установ/ыено, что сопротивАение со стороны стенки камеры приравнивается к сопротивАению потока в упАотнении, поскоАьку имеет место развитый пограничный сАой с обратными течениями. При помощи возможностей визуадизации течения в програмном компАексе Р`1о\у \/ізіоп поАучитАи ответ на вопрос - что же происходит с потоком внутри Аабиринтов при разАичных размерах камер. На рис. З приведена расчетная зависимость ус/ювного коэф\1

а не меньшую ее часть, а структура его деформируется, приобретая “припАюснутое” поперечное сечение. При этом осуществххяется обжимающее воздеиствие на струю, предотвращающее ее диффузию, что способствует проникновению струи через с./ыедующий щеАевой зазор. Из сравнения рис. 4, а и б видно, что степень расширения струи при п=4 мм в два раза боАьше чем при п=2 мм, т. е. гашение скорости в первом сАучае интенсивнее, что и снижает значение коэффициента и. Вдияние ведичины шага гребней. РезуАьтаты чисАенного исс./ыедования вАияния увеАичения обьема коАьцевых камер упАотнения за счет увеАичения расстояния гмежду его гребнями приведены на рис. 5, а. Из графика сАедует, что коэффициент ,и тем меньше, чем боАьше размер камеры 13. С точки зрения осевых размеров узАа, цеАесообразно принимать значение не боАее 7 мм, что подтверждается практикой. А принятое при конструировании соотношение 1ї/п=0,8 исходя из зависимостей на рис. 5, б представАяется не впо./ыне обосно\1

ВЗННЬІМ.

11 1,115 1 ,111 1 112 1

это при их конструировании. Рассчитаны протечки дАя двух упАотнений с разАичным соотношением шага 1 и высоты 11 дАя двух значений радиадьных зазоров. РезуАьтаты показывают (табА. 2), что наибоАее рационадьными явАяются камеры с высотой гребней 11=4 мм, и шагом г=8 мм, т. е. заведомое увеАичение обьема камер может посАужить компенсирующим фактором при увеАичении зазора в экспАуатации. Визуа_/ыизация течения дАя сАучая з=0,225 мм, приведенная на рис. 7, может сАужить примером наибоАее рационакьной организации течения в Аабиринтном упАотнении: хорошо сформированные коАьцевые вихри и хорошая диффузия струй (гашение скоростей) в камерах. Вдияние радиадьного зазора. Зазор в упАотнении явАяется важнейшей геометрической характеристикой, опредекяемой искАючитеАьно эксшыуатационными усАовиями. Зазор характеризуется конусностью, эксцентриситетом, износными явАениями. На практике принято назначать расчетный зазор в соответствии с выражением Ѕ = 0,001 В, но при маАых диаметрах не рекомендуется выпоАнять зазор менее чем 0,2 - 0,3 мм [1]. МногочисАенные экспериментадьные и расчетные иссАедования не выявиАи каких - Аибо отк/юнений от прямопропорционадьной зависимости расхода утечки от веАичины зазора (рис. 8). При этом коэффициент расхода уп/ыотнения не сохраняет постоянное значение. ВеАичина зазора

* 5=І1225

І,ЕБ Ё,ЕЕ ± 5=І135

Ё,Е±1 Ё,Е2 ПВ '1

Еі

І1,гпп1 Рис. 3. Влияние высоты кольцевых гребней 11 на коэффициент расхода уплотнения (В = 80 мм, 2 = 5, ± = 4 мм, р1/р2=1,25)

-" ~

і ._

а›

В)

Г)

Рис. 4. Визуализации течения: В = 80 мм, Ф = 4 мм, з = 0,225 мм, 2 = 5, р1/р2=1,25): а) 11 = 4 мм; Ы 11 = 2 мм НаиАучшее по герметичности значение Ъ асимптотически стремится к ведичине 1Е=10 мм, однако она не явАяется рационаАьной с точки зрения габаритов упАотнения. На практике принимают 1ї=4...6 мм, но при этом как сАедует из рис. 5, а коэффициенты д а, значит и расход увеАичиваются на 15%. Весьма показатеАьным явАяется уменьшение шага от 1Е=7 до 2 мм (рис. 6, а и б): резкое стеснение струи в узких камерах препятствуют ее диффузии и поАному гаше-

нию скорости, повышая протечку, как это быАо выше при уменьшении высоты камеры 11. Можно утверждать, что чем боАьше зазор 5, тем боАьший расход газа через щеАи, тем боАьший требуется объем камер. ДействитеАьно, из рис. 5, а сАедует, что дАя зазора з=0,225 мм

КОСВЄННО

ВАИЯЄТ На ВЬІбОр

ЗНЗЧЄ-

Таблица 2. К выбору рациональных значений 1: и 11 Дэ1/р2=1,25, В=80мм,2=5) 1\І0п.п.|

і,мм

11,мм

з = 0,225 мм

з = 0,35 мм

т, кг/с

/,1

т, кг/с

/,1

0,0059

0,947

0,0094

0,96

0,00518

0,825

0,00814

0,832

наибоАее подходящее значение г=7 мм, а дАя $=0,35, і=9 мм. ДАя увехыиченного зазора з= 0,35 мм быАа проведена серия расчетов по нахождению искомого значения 13 при увехыиченном п=6,5 мм. Оказа/ыось, что такой прием позвоАяет снизить коэффициент расхода 11, прибАизив его к значению дАя зазора з=0,225 мм. ПоскоАьку зазор в Аабиринтном упАотнении увеАичивается в процессе экспАуатации из - за износа гребней, необходимо учитывать

нии ти 11. Как быАо показано выше, при увеАичении зазора увеАичивается расход протечки, дАя гашения скоростей которого требуются боАьшие объемы камер. Поэтому при устройстве упАотнений на боАьших диаметрах (а значит с увеАиченными зазорами) дАя уменьшения протечки требуется увеАичение размеров камер (табА. 3). Вдияние эксцентриситета вада. Известно, что всАедствие сборки и в процессе экспАуатации

центробежного компрессора, име-

ІІе1 13!!! март 21115

Д 1,1 1,115

_ з=ІІІ ,225 мы Ш=5мЩ

1 11,95

_ є=ІІІ,35 мы Ш=5мЩ

11,5 _є=ІІІ,З5 мы Ш=Б5мЩ

11,55 11,13 ПІТБ 'І

1, тт

1,1

1,115 в=П,225 мы Ш=5мЩ

1 ПВ5

_ з=ІІІ,35 мы Ш=5мЩ

ПВ

в=П35ыы Ш=Е5ыы

ПБ5 ПБ

Пдіб

'І

ПБ

ПЁ

ПВ

1Ё

ЕД

1111

Рис. 5. Влияние шага ± меэкду кольцевыми гребнями уплотнения на его коэффициент расхода (В = 80 мм, 2 = 5, 11 = 5 мм,

Р1/Р;.›=1,25)= Ы) и=Ґ(г); 6) и=Ґ(1ї/ 11) ет место надичие эксцентриситета между его роторными и статорными частями, при чем, чем крупнее агрегат, тем боАьше его значение. ДАя оценки вАияния эксцентриситета Е быАа испоАьзована возможность экспериментаАьного стенда по изменению соосности статорной и роторной частей Аабиринтного упАотнения. Эксцентиситет устанавАиваАся на базовом варианте геометрии Аабиринтного упАотнения

ном, до касания со статорнои по верхностью (Е=1). Опыты проведены при неподвижном ваАе. Из рис. 9 видно, что наАичие эксцентриситета способствует увеАичению протечки через упдотнение до 13 %, что существенно. \1

Также проведено экспериментаАьное иссАедование вкияния эксцентриситета в упАотнении с увеАиченным радиаАьным зазором Ѕ, который позвоАиА провести опыты с вращением ваАа с эксцентриситетом Е = 0,5 (рис 10). Из графиков на рис. 10 видно, что при п = 0 об/ мин наАичие эксцентриситета способствует увеАичению протечки через ушютнение, а при наАичии окружной составАяющей скорости набАюдается интенсивная тенденция к резкому снижению протечки с увеАичением частоты п. Данный процесс происходит из - за боАее интенсивного вихреобразования со стороны увеАиченного зазора за счет неконцентричности ваАа. Вдияние кодичества гребней ушютнения. СогАасно формуАе (1) расход протечки обратно пропорционаАен веАичине `/_; , что впоАне подтверждается практикой. Однако выбор чисАа 2 тесно связан с осевым габаритом упАотнения, который всегда имеет конструктивные ограничения. С другой стороны, необходимо выдерживать достаточный размер камер 1ї х 11. При заданной дАине уп/ютнения І возникает диАемма: с точки зрения герметичности Аучше принять боАьшее коАичество гребней при уменьшенных размерах 1ї камер, иАи меньше гребней с боАьшими камерами. ДАя решения этого вопроса быАо проведено чис./ыенное иссхыедование ряда упАотнений с постоянной общей дАиной І=24 мм, но с разным коАичеством гребней от 4 - х до 9 - ти, что соответствоваАо значениям 1/11=1,17...0,24. Расчеты показа./ыи, что собАюдение указанного выше отношения 1ї/11 = 0,8 необязатеАьно, поскоАьку с увеАичением чисАа гребней упАотнения, его эффективность изменяется незначитеАьно (рис. 11, а). Ухудшение усАовий гашения скорости в камерах из-за уменьшения размера 1ї компенсируется увеАичением коАичества гребней. Исходя из форму/мы ( 1), расход протечки пропорционаден компАексу арк,/1/2 = ,и,/1/2 , веАичины которого дАя 2 = 4 и 9 составАяют соответственно 0,425 и 0,35, т.е. В ДЗННОМ ПрИМЄрЄ ПРЄДПОЧТИТЄАЬ-

Таблица 3. Изменения обьема камер уплотнения (В = 240 мм, э = 0,35 мм, 2 = 5, Ф/11 = 0,8, р1/р2=1,21)

(В=240мм,2=5,1ї=4мм, 11=5мм,

13, мм

11, мм

т, кг/с

,и

з = 0,225 мм). На рис. 9 приведено сравнение веАичины протечки через упАотнение при концентричном поАожении ваАа (Е=0) и эксцентрич-

0,0277

1,03

7,5

0,0258

0,96

0,0252

0,93

_ ,

›

Таблица 4. Варианты уплотнения В = 80 мм при 15/И = 0,8 при различных

їі а

' _І_

значениях 1:/И, (И = 0,8 мм)

) Д:

Рис. 6. Некоторые визуализации для условий: В = 80 мм, И = 5 мм, з = 0,225 мм, 2 = 5, п = 0 об/мин, р1/р2=1,25): а) 1 = 7мм; б) 1 = 2 мм но принимать боАьшее коАичество гребней с меньшими камерами между ними. НаиАучшим решением явАяется упАотнение с 7-ю гребнями, расход через которое на 10 % ниже, чем у исходного 2 = 4. Однако с точки зрения практической цеАесообразности Аучше принимать меньшее кодичество гребней при прочих равных усАовиях. ПредставАяет интерес сопоставить с предыдущими данными резуАьтаты иссАедования подобных упАотнений, но с параметром 1%/И=0,8=сопЅ'с, выдерживая его за счет пропорционадьного уменьшения шага 1ї и высоты гребней И с увеАичением чисАа гребней согАасно табА. 4. Сравнение значений коэффициентов расхода дАя упАотнений с 12 = уаг, И = сопзї и упАотнений с 1%/ И = сопзї рис. 11, б указывают на бАизость их значений при 2$б. С дадьнейшим увеАичением коАичества гребней разАичие увеАичивается, особенно с ростом зазора, при этом боАее эффективно упАотнение с 13/ И = уаг (способствует снижению расхода от 5 до 10 %). Это говорит о том, что опредеАяющим явАяется не параметр 1%/ И, а размер камер г. Выводы В резу/ыьтате проведенных чисАенных и эксперимента/ыьных иссАедований Аабиринтных упАотнений с гАадким валом поАучены новые данные, расширяющие и уточняющие существующие представАения о конструировании и расчете таких упАотнений: 1) Показано вАияние масштабного фактора на коэффициент расхода упАотнения и неприемххемость поАного геометрического модеАирования упАотнений. 2) Подтверждены испоАьзуеМЫЄ ОПТИММЬНЬІЄ Значения ГеОМе_

і, мм

І, мм

5,87

зз

1,174

0,8

2,9

0,58

2,13

0,426

1,6

0,32

1*2

О”24

:|:

б) Рис. 7. Векторы скорости (В = 80 мм, ± = 8 мм, И = 4 мм, э = 0,225 мм, 2 = 5, п = 0 об/мин, р1/р2=1,25): а) векторы скорости; Ы заливка скорости

т* “ГЮ 111135

1; #13 = 2-*Ш мм, з = 11,3? мы

п пз ' ШШ5

І 13 = 340 ММ- 5 = 5225 ММ П 'Ш ПШ5 /,ш '3-Ш П Ш5 ' П1 1-'35

1. в = во мы, В = па? мы

Ж____4____,Р__4_,4ц-,---1* Ж В = ВП “Щ 5 = 0325 мы 1 1-1

1 1-15

1 1-2

1-25 111-112

Рис. 8. Влияние радиального зазора на величину протечки через

уплотнение 1121 13111 март 21115

гп, н:г11:

0 ,ПЗ5

ния при разАичных геометрических параметрах.

«ф #0 = 240 мы, 3 = 0,3? мы

0 ,ПЗ

1* 0,025 І0 = 240 мы, 5 = 0,225 мы 0,02 0,015 і0=Е0 мы, з=0,3?' мы ПД1

0,005 П

:1<П=00 мы, 3= 0,225 мы `І

1,05

1,1

1,15

1,2

1,25

Рис. 9. Влияние эксцентричности зазора в уплотнении (5 = 0,225 мм)

Список литературы: 1. Щегляев А. В. Паровые турбины. Издание 4-е. - М.: Энергия, 1967. - 301 с. 2. Рис В. Ф. Центробежные компрессорные машины. М.: Аенинград, 1951. - 244 с. 3. Селезнев К. П. Теория и расчет турбокомпрессоров. А.: Машиностроение, 1986. - 389 с 4. Орлик В. Г. Расходные характеристики уплотнений с одиночным и групповым дросселем / В. Г. Орлик // М: “Тяжелое машиностроение”,1993. - 1\ї9 9. - С. 4 - 7.

гп, кгіс П ,Е133

Таблица 5. Варианты уплотнения В = 80 при различных значениях 1:/И, (И = 5 мм)

П ,П31

М*

-1-1=*1л=›2=1,13,Е=1:1

П ,П29

-ц-1211122 = 1,13, Е = 13,13 1Ё, мм

І, мм

Ё/ И П ,П2ї"

5,87

1,174

0,8

2,9

0,58

2,13

0,426

1,6

о,з2

1,2

0,24

_і_Ії'1Лї'2 =1,ПЕ1,Е = П П ,П25

-ц-1211122 =1,1:в,Е = 13,5

П ,П23

т, кг.-'с

П,П21 -1 П

1 1 ППП

1 2ППП

1 ЗППП

1 ›1ППП

. 5ППП

п, обімин

Рис. 10. Влияние частоты вращения вала при Е = 0 и Е = 0,5 на величину протечки через уплотнение (В = 240 мм, з =0,37 мм)

0,011

,Ы

0,01 0.009

_ 3 = 0,225 г-лм

0,000

1,3 1,33 1,3 1,13 1,1

1-1" ні*

1,05 0,00?

ШШЕ

13,33 3,3 13,33

_ 3 = 0,35 мм і1

0,005

0.5

0,004 -1

Е1

Ы*

-Н"

з = 0,225 м1

гг

,дн

.-І

""'

1,1"

із=0,35мг-111

#ді-

'І

0 І

а)

Рис. 1 1. Влияние количества гребней на характеристики уплотнения: (В = 80 мм, І = 24 мм, п = О об/ мин, р,/р2=1.25): а) т = /р] (2); б) = 1” (2),' сплошной линией показаны результаты при 15/ И = 0, 8, пунктирной 1/ И = иаг трических параметров упАотнения И = 3...5 мм, 1ї = 4...7 мм дАя диаметров в диапазоне 80...240 мм. Показано, что соотношение 1/ И не всегда явАяется оптимаАьным. 3) Показано, что увеАичение зазора в упдотнении требует уведичения объема его камер.

4) УстановАена взаимосвязь основных параметров упАотнения (1ї, И, з, 2). 5) УстановАено, что имеет место оптима./ыьное коАичество гребней дАя упАотнения заданной дАины. 6) Покучены визуа./ыизации картины течения в камерах упАотне-

5. Бага В. Н. О физическом моделировании лабиринтного уплотнения. Том 1. .ІоигпаІ ої епуіпеегіпу зсіепсез. - М 1 (2014). С. 1 -7. 6. Идельчик И. Е. Справочник по гидравлическим сопротивлениям. М.: Госэнергоиздат, 1975. - 559 с.

Проектирование и моделирование

УДК 621516

Рассмотрено влияние очертаний внешней кромки всасывающего окна на объемные характеристики жидкостно-кольиевой машины, а также приведены расчетные зависимости для ее оптимального профилирования. Ключевые слова: окно всасывания, скорость, зазоры, площадь, угловой размер, радиус, ячейка. Розглянуто вплив форма зовнішньої кромки всмоктувального вікна на об'ємні характеристики рідинно-кільиевої машина, а також приведені розрахункові співвідношення для її оптимального профілювання.. Ключові слова: вікно всмоктування, швидкість, зазори, площа, кутовий розмір, радіус, комірка. Тпе іпіїиепсе о]` зисііоп рог! оиїег есіуе оп иоіитеігіс спагасіегізіісз 0] Ііуиісі-гіпу таспіпе із сопзісіегесі іп іпе аггісіе. Каіесі еііуптепіз [ог і1ї'з ор1їітаІрго]їІіп9 аге уіиеп аз шеІІ. Кеушогсіэ: зисіоп ропї, иеІосі1їу, сіеагапсез, агеа, ап9Іе зіге, гасїіиз, сеІІ. ИДКОСТНО-КОАЬЦЄВЭЯ МаЦ_ІИНа ОТНОСИТСЯ К

объемным машинам с внутренним сжатием и принудитеАьным осевым газораспредедением через окна, поэтому конфигурация окон во многом опредеАяет ее характеристики. Объемная характеристика зависит от правихыьной организации процесса всасывания, дАя которого боАьшое значение имеет форма всасывающего окна. С увеАичением отношения давАений нагнетания и всасывания коэффициент подачи машины быстро снижается. Объемный коэффициент и коэффициент дроссеАирования на коэффициент подачи вАияют незначитеАЬно из-за маАых значений депрессий на всасывании и нагнетании в связи отсутствием кАапанов. Коэффициент подогрева достаточно веАик из-за интенсивного отвода тепАоты сжатия из рабочих ячеек в жидкостное коАьцо. НаибоАее заметно с возрастанием отношения давАений снижается коэффициент пАотности, связанный, в основном, с перетечками сжимаемого газа через торцовые зазоры со стороны нагнетания на сторону всасывания. На их веАичину вАияет не тоАько веАичина зазоров и разность давАений нагнетания и всасывания, но и размеры окон машины, с которыми связана пАощадь перетечек. ДАя уменьшения этих перетечек в торцовые зазоры подается рабочая жидкость, Аибо торцы рабочего ко./хеса частично закрывают дисками, концентричными его втуАке, Аибо на торцовых поверхностях втуАки коАеса и его Аопаток выподняется канавки в качестве Аабиринтных упАотнений на пути перетечек [1]. В жидкостно-коАьцевой машине наибоАьшие угАовь1е и радиа_/ыьные размеры имеет всасывающее окно, при этом его пАощадь значитеАьно боАьше, чем у нагнетатедьного окна. При проектировании жидкостнокоАьцевых машин принимается, что наружная кромка всасывающего окна повторяет очертания внутренней поверхности жидкостного коАьца на участке всасывания [2-4]. СогАасно методике Румянцева В.А. [2], дАя участка всасывания радиус внутренней поверхности

ЖИДКОСТНОГО КОАЬЦЗ,

ОТСЧИТЬІВЭЄМЬІЙ ОТ ОСИ ВраІ_ЦЄ-

ния коАеса, равен

гх = г2 ЬЧ1: [Ь_ Аї-С + 1/2 ,м 1”

(1)

ГДЄ Ґ2 - НЗРУЖНЬІЙ РЗДИУС КОАЄСЗ,

У = їср _ ВТУАОЧНОЄ 2

ОТНОЦІЄНИЄ КОАЄСЗ; Г1Ср _ СРЄДНИЙ РЗДИУС ВТУАКИ КОАЄ-

са, м; А - минима./ыьный зазор меж/257 внутренней стенки

ха

кои ЦиАиндра и наружнои поверхностью КоАеСа, М; _ Є Є - Эксцентриситет Машины, м; Є = _ - оТН0СиТеАЬ72

ный эксцентриситет; К=(е+г2+А) - радиус внутренней стенки циАиндра, м; Ч/ - коэффициент, учитывающий вАияние формы коАеса на создаваемый машиной напор; Ё - коэффициент, зависящий от ведичины торцовых зазоров и осевои ширины коАеса; 1,1 ко эффициент загромождения рабочей поАости Аопатки кл

коАеса; С = \/1 + Ё2 + 2ёС0Ѕ(0 - безразмерный коэффиЦИЄНТ; Ф

\ц

УГОА ПОВОРОТЭ. КОАЄСа, ОТСЧИТЬІВЗІЄМЬІИ В На

ПРЗВАЄНИИ ЄГО Вра1ЦЄНИЯ ОТ СЄЧЄНИЯ С НЗИМЄНЬЦІИМ За-

зором между коАесом и внутреннеи стенкои циххиндра, град. ЕсАи обозначить угоА открытия всасывающего окна через фвс, а угоА его закрытия через дам, то с увеАичением угАа до веАичина їх и пАощадь окна уведичиваются и достигают наибоАьших значений при до = 18О° (рис. 1). Зависимость пАощади всасывающего окна РО, сообщающего камеру всасывания с рабочими ячейками, от угАа поворота коАеса дАя серийного выпускаемого вакуумного насоса ВВН1-З представкена на рис. 2 Аинией 1. В начальный момент всасывания пАощадь окна мі

\.д

р&ВНа НУАЮ, а ЗЗТЄМ ЄЄ ВЄАИЧИНа ВОЗРЗСТЗЄТ ДО УГАЗ ПОВОрОТа КОАЄСЄІ 7 раВНОГО

27:

(0М - і 2

ГДЄ 2- ЧИСАО АОПаТОК

ІЫ 13!!! март 21115

коАеса. ПосАе этого на угАе поворота коАеса, равном угАовому размеру рабочеи ячеики \/

ы;

272

2 , пАощадь окна

Рд, см 2 72

опять уменьшается до нуАя. Изменение пАощади рабочей ячейки РОО на участке всасывания от угАа поворота коАеса представххено на рис. 2 Аинией 4. Скорость из-

дР`

менения пАощади рабочей ячейки ў, которая внаФ

ча/хе процесса всасывания равна опредехыенной веАичине, затем увеАичивается и достигает максимадьного значения при угАах 9О°<ф<12О°, а затем снова снижа-

ЄТСЯ. СРЗВНЄНИЄ ЭТИХ ЗЗВИСИМОСТЄИ ПОКЗЗЬІВЭЄТ ЗНЗЧИ

гг

ТЄАЬНОЄ НЄСОВПЗДЄНИЄ УГАОВ, ПрИ КОТОРЬІХ ДОСТИГЗЮТСЯ

максимаАьные значения веАичин РО и

за

ёР`

и”

.-'

,Ж

да

`*«`~

120 Ф, град

ДроссеАьные потери во всасывающем окне зависят от скорости газа в нем СО, поэтому наряду с рассмо-

Рис. 2. Площадь всасывающего окна: 1 - существующее окно; 2 - теоретически полученное окно; 3 - рекомендуемое окно; 4 - зависимость РОО (ср)

011-7`

трением зависимостей РО и ї сххедует рассмотреть (0

зависимость скорости газа в окне СО от угАа поворота коАеса, не учитывая в первом прибАижении дроссеАьные потери в окне всасывания. Из уравнения неразрывности объемный расход при движении всасываемого потока газа через окно в рабочую ячейку равен ду ў : соЕ›› МЗ/С*

ПосАе замены переменных в этом выражении через соотношение с2ф=сд-0115 оно приводится к виду сП/'ЯЧ_ сд/`ЯЧ. сїєр _ш.і=Є.шї, оП/` ОІРЯО сїї

сїєр

сїї

оїгр

(3)

оІ(р

где в - осевая ширина коАеса, м; од - угАовая скорость ко./хеса, с-1. С учетом двух посдедних выражений скорость газа во всасывающем окне равна

с_&.С1Р›-ща О

/ 1

РО

сїгр ,с'

(4)

ОО

, ,\,,3

35›\

Зависимость скорости газа во всасывающем окне вакуумного насоса ВВН1-З от угАа поворота коАеса представАена кривой 1 на рис. З. АнаАиз этой зависимости показывает, что скорость газа в окне всасывания постоянно снижается с возрастанием угАа поворота коАеса, достигая нуАевого значения в момент окончания процесса всасывания. АбсоАютная ведичина скорости СО в течение всего процесса всасывания значитедьно ниже веАичины 50 м/ с, допускаемой во всасывающих окнах ротационных объемных машин [2], а на закАючитеАЬной трети процесса всасывания она снижается от 20 м/ с до нуАя. Таким образом, размеры всасывающего окна вакуумного насоса ВВН1-З значитедьно превышают необходимую векичину, т.е. к моменту закрытия всасывающего окна оно практически уже не работает. Уменьшение размеров всасывающего окна позво/ыяет уменьшить пАощадь, по которой имеют место перетечки сжимаемого газа через торцовые зазоры со стороны нагнетания на сторону всасывания. Кроме того, выравнивание поАя скоростей всасываемого газа в угАовых предеАах всего всасывающего окна дает возможность увеАичить по/ыноту процесса всасывания, что также приводит к повышению производитеАьности жидкостно-коАьцевой машины. Этого можно достигнуть за счет уменьшения радиаАьных размеров окна в обАасти, бАизкой к угАу его закрытия, причем скорость газа не будет превышать допустимой веАичины. Задаваясь скоростью газа во всасывающем окне СО=45 м/ с, можно построить очертания наружной кромки окна, изменение скорости газа в нем и его пдощади по угАу поворота коАеса до, что показано Аинией 2 на рис. 1-3. ПАощадь всасывающего окна РО можно рассчиТЗТЬ, раЗбИВ8Я УЧЗСТОК ВСЗСЬІВЗНИЯ На УГАОВЬІЄ ИН-

терва_/ыы, равные угАовому размеру рабочеи ячеики \;

27:

ФМ = Ё и принимая при этом допущение, что в пре-

Рис. 1. Форма жидкостного кольца и всасывающего окна: 1 - существующее окно; 2 - теоретическое окно; З - рекомендуемое окно

деАах каждого интерваАа внутренняя поверхность жидкостного коАьца концентрична втуАке коАеса. ЕсАи оставить без изменения угАы открытия ФОО и закрытия дом всасывающего окна, а радиус-вектор наружной кромки окна обозначить через К, то п/ющадь ЯЧЄЙКИ

ПЄРЄКРЬІВЗЄМЭЯ

ОПРЄДЄАЯЄТСЯ

ВИДЄ

ЄЮ

РЗЗНОСТИ

ЧЗСТЬ

ПАОІ_ЦаДИ

ПАОІЦЗДЄЙ

ОКНЗ

СЄКТОРОВ,

вых вакуумных насосов. В резуАьтате этих преобразований выражение дАя максимаАьного радиуса-вектора наружной кромки всасывающего окна принимает вид

м [Ё]

54 Кв2

2 її:її::ї:її:<':::ї:'її:їїў-ъ

`\_

|\\ .-'

1 \

\`\_\3 .\\ ___-1-±"°'

`<.

/_.

.-"'.Т,-'-'і

120 0,2,000

Рис. 3. Скорость газа во всасывающем окне: 1 - существующее окно; 2 - теоретически полученное окно; 3 - рекомендуемое окно

имеющих угАовои размер фяч и радиусы К и г1О1О по формуАе мл

Р. = %(1г2 - 112.). М2. 011?

(5)

ВеАичину производнои ї можно наити путем (Р пересчета масштаба скорости в окне СО в масштаб 011? производнои Выражение дАя пАощади всасыва(Р ющего окна, с другой стороны, из предыдущих соотношений имеет вид \/

кц

ро :ї.і,М2_

С.,

(6)

(10

В резуАьтате из выражений (5) и (б) поАучается формуАа дАя опредедения радиуса вектора наружнои кромки всасывающего окна на угАе поворота коАеса ср К:

}2є0в_с1Р`яО+г2 І

\/0,...

(10

у20)в'с11-7`яО+Г2

“Р

\/ЛС.,

010

(7)

Щ” `

Найденная расчетным путем из формуАы (7) наружная кромка всасывающего окна показана Аинией 2 рис. 1. Её радиус-вектор изменяется по веАичине в течение процесса всасывания и достигает максимаАьного значения КООООО при Т на угАе поворота коАеса, Ф взятом у середины угАовои протяженности окна, а в момент окончания процесса всасывания при ср = єрм он становится равным среднему радиусу втуАки коАеса, аРЯЧ

ТТІСІХ

(117

М,<8›

где К1 = 1,07... 1 ,З - коэффициент дАя жидкостно-коАьцевых вакуумных насосов, зависящий от геометрических параметров ко./ыеса и коэффициента скорости [5]. ДАя упрощения техноАогии изготовАения всасывающего окна его наружную кромку можно выпоАнить в форме дуги окружности 3, концентричной втуАке коАеса, с радиусом КОООХ, опредеАяемым допустимой скоростью газа в окне (рис. 1). Однако через верхнюю часть такого окна на участке от его угАа открытия фОО до угАа, соответствующего точке А пересечения окружности наружной кромки окна с внутренней поверхностью жидкостного коАьца, будет попадать жидкость из жидкостного коАьца, занимая при этом часть поАезного объема рабочей ячейки, что ведет к уменьшению производитеАьности и увеАичению потребАяемой мощности машины. ДАя недопущения этого необходимо, чтобы на участке от угАа открытия окна д0ОО до точки А конфигурация наружной кромки окна всасывания опредеАяАась формой внутренней поверхности жидкостного коАьца, как в серийно выпускаемой машине. В этом с/ыучае скорость газа на боАьшем участке угАовой протяженности всасывающего окна остается достаточно высокой и постепенно снижается по мере закрытия окна до нуАя в соответствии с графиком З на рис. З. На поАноте процесса всасывания это практически не отразится, как и на веАичине пАощади окна. РаспредеАение скорости газа в окне всасывания по угАу поворота коАеса вакуумного насоса ВВН1-З быАо подтверждено экспериментадьно в работе [б]. Выводы ВыпоАнение наружной кромки всасывающего окна жидкостно-ко./ыьцевой машины цеАесообразно в форме окружности с радиусом КШОХ, концентричным втуАке ко./ыеса, от угАа закрытия окна до точки ее пересечения с внутренней поверхностью жидкостного коАьца, и даАее от этой точки до угАа открытия окна - в соответствии с формой внутренней поверхности жидкостного коАьца. Это позвоАяет уменьшить радиаАьные размеры окна и его пАощадь, что приводит к уменьшению перетечек газа через торцовые зазоры со стороны нагнетания на сторону всасывания и дает возможность увеАичить поАноту процесса всасывания. В резудьтате повышается производитедьность машины и ее коэффициент пАотности.

К/

ЫРЯЧ т.к. производная Т равна нуАю. При этом скорость Ф газа в окне, соответствующая Аинии 2 на рис. 2, выравнивается по всему окну, а пАощадь окна значитеАьно уменьшается. ФормуАу (7) дАя К можно также преобразовать через среднии радиус втуАки кодеса г1Ор, выразив угАовую скорость коАеса через его окружную скорость на на-

Ы2

ружном радиусе Г2, т.е. 60 = ї, и вводя коэффициент 2 02

скорости К = Ё = 0,32---0,35 дАя жидкостно-коАьцеО

Список литературы: 1. Деклараиійний патент на корисну модель 1\ї9 7401, кл. Р04с 7/ 00, Р04с 1 9/ 00. Бюл. 1\ї0б, 15.06.2005 р. 2. Головини,овА. Г. идр.Ротаи,ионные компрессоры. М.: Машиностроение, 1964. - 314 с. 3. Пфлейдерер К. Аопаточные машины для гидкостей и газов. - М.: Машгиз, 1 960. - 832 с. 4. Тетерюков В. И. Ротаиионные вакуум-насосы и компрессоры с зкидкостным поршнем. - М.: Машгиз, 1 060. - 284 с. 5. Авторское свидетельство СССР 1\ї91303738, кл. 1\ї0 1-7`04с 19/00. Бюл. М›40, 30.10.91 г. 6. Райзман И. А. Особенности проиесса всасывания зкидкостно-кольцевых машин. - Казань.: Труды КХТИ им. С.М. Кирова. - Вып. 49, 1971. - С. 41-44. ІЫ [38] март 2015

Те×|-|()л()г|/|я

УДК 621.791.05

Рассмотрены перспективы и практические аспекты применения орбитальной сварки для трубопроводов авиаиионных газотурбинных двигателей. Ключевые слова: авиадвигатели, труба, орбитальная сварка, пайка. Розглянуті перспективи і практичні аспекти застосування орбітального зварювання для трубопроводів авіаиійних газотурбінних двигунів. Ключові слова: авіадвигуни, труба, орбітальне зварювання, паяння. Тпе ргозресіз апсі ргасіісаї азресїз 0] те изв 0] огЬі1їаІ шеіаіпу [ог рірез 0] аігсгаїї уаз іигїэіпе епуіпез. Кеушогйз: аігсгаўї епуіпез , те ріреїіпе, огЬі1їаІ шейііпу, зоіаегіпу.

Введение н цель работы Основной задачей при проектировании и производстве авиационного двигатеАя (АД) явАяется обеспечение его ресурса. Ресурс АД устанавАивается по ресурсу конструктивных зАементов, разрушение иАи появАение повреждений в котором может вывести объект из строя. На доАю трубопроводов внешней обвязки АД (по причине качества сварных и паяных швов) приходится окоАо 7% отказов АД [1,2]. Актуа./ыьность данной пробкемы связана с покучением при сварке и пайке трубопроводов внешней обвязки АД сварных и паяных швов с высокой прочностью и стабиАьным качеством. Основные способы сварки и пайки, применяемые дАя этои цеАи (ручная аргонно дуговая сварка (АДС), индукционная и газовая пайка), имеют при этом ряд техноАогических трудностей, вАияющих на стабиАьность процесса и качество швов: - газовая пайка - чеАовеческий фактор, необходимость уда./ыения остатков фАюса и необходимость применения специакьного метода контроАя; - АДС - чеАовеческий фактор, сАожность сварки встык труб маАых тоАщин (О,5-1,Омм), из-за сАожной конфигурации боАьшинства труб невозможность их вращения во время сварки (неповоротный \1

стык) и высокая трудоемкость процесса; - индукционная пайка - сиАьно ограничена обАасть применения из-за невозможности пайки дета./ыей сАожной конфигурации в стаАьной оснастке. Пробкемы, связанные с повышением стабиАьности качества сварных и паяных соединений, могут быть решены путем механизации и автоматизации процесса. ДАя механизации сварки неповоротнь1х стыков труб в посАеднее время в мире широко применяется орбитаАьная сварка. Широкое распространение этого метода сварки труб связано с тем, что данный метод обеспечивает нужную гАубину пропАавАения и форму провара, качественно формирует корень шва, поддерживает дугу в необходимом состоянии и обеспечивает одинаковые в Аюбых направАениях усАовия сварки. Понятие «орбитаАьная сварка» обозначает выпоАнение коАьцевых сварочных швов на закрепАенной детаАи. При этом сварочная гореАка двигается вокруг трубы по опредеАенной круговой орбите. С./ыедует отметить, что механизация газовой пайки затруднитеАьна, так как требует громоздкого и сАожного в экспАуатации оборудования, специаАьной аппаратуры. Кроме того, отсутствие системы контроАя в процессе пайки си./ыьно

увеАичивает трудоемкость процесса и не обеспечивает стабиАьных резуАьтатов. Цедью данной работы явАяАось повышение стабиАьности качества сварных и паяных швов путем замены газовой пайки и АДС на орбитахьную сварку трубопроводов (ААДС) при их изготовАении и ремонте дАя обеспечения экспАуатационной надежности АД. В соответствии с цеАью быАи опредеАены основные задачи данной работы: - обеспечение стабиАьного качества и высокой уста./юстной прочности сварных соединений; - расширение обАастей применения автоматической орбитаАьной сварки при изготовАении и ремонте трубопроводов АД. Методики проведения нссдедований, оборудование ИссАедоваАи тонкостенные детаАи (трубопроводы, ниппеАи, штуцеры), изготовАенные из стаАей 12Х18Н1ОТ и 14Х17Н2. Сварка производиАась на компАексе специаАьного оборудования, в состав которого входиАи: источники питания дАя сварки (фирм РКОЫІПЅ и РОЬУЅОПІЭЕ) с б./юком программного управАения и набором гоАовок дАя сварки разАичных конструкций труб и типов соединений (фирма РОІХЅОІЛЭЕ). ДАя поАучения сварных швов с уси./ыением применяютСЯ

СВЗРОЧНЬІЄ

ГОАОВКИ

ОТКРЬІТОГО

типа (МИ І\/ 38 и МП І\/ 115), а без усиАения-гоАовки закрытого типа (М\7\/40 и М\7\/ 65). Испытания устаАостной прочности производиАись согАасно ОСТ 1.41972-80. Резудьтаты нссдедований, их обсуждение Усталостная прочность УстаАостная прочность явАяется кАючевым критерием в обеСПЄЧЄНИИ

Сварной шов ААДС

Труба

1?0 Труба *

18×1\|:.

_д-Ґ*

датчик

Т____._______,_ _ _._._.__._.._

[__

1 ВМ

ДЕІТЧИК

___.-.

4,4

._._._._._...._._.+._._._._._...._ _. (_

340

а)

со

___

НЗДЄЖНОИ рабОТЬІ аВИ

адвигатекя. Поэтому основной задачей при внедрении орбитаАьной сварки ставиАи обеспечение высоких прочностных характеристик сварных соединений при действии цикАических знакопеременных нагрузок, не уступающих по прочности соединениям, по./хученным газовой пайкой и ручной АДС. С этой цеАью бы./ыи проведены опытные работы по опреде./хению предеАа выносАивости трубопроводов разАичной конфигурации (рис. 1). РезуАьтаты испытаний показаАи, что сварные соединения, по./хученные орбитадьной сваркой, по уста/ыостной прочности не уступают соединениям, поАученным газовой пайкой и значитеАьно превосходят АДС (табА. 1). Обеспечение стабильности качества сварки СтабиАьное качество при выпоАнении орбитаАьной сварки на АО «МОТОР СИЧ» бы./ю достигнуто путем компАексного подхода при решении вопросов на каждом техноАогическом этапе: 1. Подготовка кромок под сварку; 2.Сборка; З.Сварка; 4. Контро./ыь качества сварки. Подготовка кромок и сборка под сварку осуществАяется в соответствии с требованиями табА.2. ДАя обеспечения необходимого зазора под сварку (табА. 2) испоАьзоваАи отрезные и торцеваАьные станки (фирм Оеогд; Р`іЅ11ег и Ргоїеш), поАностью искАючающие ручную подготовку кромок под сварку, пос./хе обработки, на которых неперпендикуАярность торца трубы не превышаАа 0,1 мм относитеАьно оси трубы. Сборка и посАедующая прихватка осуществАяАась в специа./ыьных центраторах (рис. 2). КонтроАь качества сварных ІЦВОВ, ВЬІПОАНЄННЬІХ ОрбИТаАЬНОЙ

датчик

Труба 18:-<'1

*' Паика

Труба

ДЭТЧИК

18><1

Сварка АДС

\ Х

__ ._._....-..:.=\__._._.._..

гюдкпадка

,Д-___ 4

164

171

340

ШЗ41

в)

сЙ

Г) Р'\Р'\І'-\Ъ.-

т›'ді23

ў '/'Ё\\\\\\ЧЁ.Ё`............ _. -+

/Ы тд1

_ _ _ _ _

Т-3 *#13 -,_11__-. ..-'

Ё -

Мизг.

І и

' ' - - г .-«чд__.|-в

ТЕ

ті

Т..-1

ті'д45Е

250 ,

__*

а) соединение труба-ниппель

нд 1, 2. з

Сварной шов Ч

А"А

ті

. . дс

Ё_ж ч-..-_ `“`1ЙЙЙ

_ І-

Ц”

Мизг. -"

І. ~.-__

тд

дБ '

Тід 456

б) соединение труба-шчуцер

Рис. 1. Образцы для усталостных испытаний трубопроводов

ІМ ІЗШ МЩІТ 2015

Таблииа 1. Сравнительный анализ усталостной прочности сварных и паяных соединений стальных трубопроводов Уста_/ыостная прочность о-1, кг/ мм2 КОНСТРУКТИВНЬІЄ ХЭРЭКТЄРИСТИКИ УЗ/Ха

Ручная АДС

()рбИТаАЬНаЯ Сварка

Газовая паика

(ААДС)

Труба+труба 1О×1 мм, 12Х18Н1ОЁ`

Труба+труба 14×0.5 мм, 12Х18Н10Т

Труба+труба 18×1 мм, 12Х18Н1О'Ґ

Труба+труба 18×О.5 мм, 12Х18Н10Т

Труба+труба 22×О.5 мм, 12Х18Н1ОТ

Труба+труба 25×О.5 мм, 12Х18Н10Т

НиппеАь (12Х18Н1ОТ)+ Труба18× 1мм

(12Х18Н1ОТ) НиппеАь (12Х18Н1ОТ)+ Труба32× 1мм (12Х18Н1ОТ) НиппеАь (12Х18Н1ОТ)+ Труба4О× 1мм

(12Х18Н1ОТ) НиппеАь (12Х18Н1ОТ)+ Труба5О× 1мм

(12х18н1от) Ниппе./хь (12Х18Н1ОТ)+ Труба8О× 1мм (12Х18Н1ОТ)

Штуцер (14Х17Н2) + 'Ё`руба18× 1мм

(12Х18Н1ОТ) Штуцер (14Х17Н2) + Ё`руба32× 1мм (12Х18Н1ОТ) Штуцер (14Х17Н2) + 'Ё`руба4О× 1мм

(12Х18Н1ОТ)

Таблица 2. Требования к подготовке кромок под орбитальную сварку Тип сварочной гоАовки

То/ыщина стенки Ѕ,мм

Открытая

до 1,0 от 1,0 до 1,5 от 1,5 до3

Закрытая

до 1,0 от 1,0 до 1,5 от 1,5 доЗ

Открытая

О,5...З

Открытая

О,5...3

Ь*,

ММ

о...о,1 с›...с›,15 о...о,2 о...о,1 с›...с›,15 о...<:›,2 О

,1Ѕ

О...О,2

І1*, мм

Ё, мм

от 100

от5

от 19

от 100

от 15

от 100

от5

сваркои, производится внеш ним осмотром, аппаратным контроАем режимов сварки, и в зависимости от ответственности и назначения трубопроводов один из неразрушающих методов контроАя: - дАя топАивных трубопроводов - 100 % рентгенконтроАь, ис\)

:-Ё _ Ґ і

ПЬІТЗНИЯ На ГЄРМЄТИЧНОСТЬ;

у а

1,. /<.г;«_;1 мы

- дАя масАянь1х трубопроводов - 20 % рентгенконтроАь, исПЬІТЗНИЯ На ГЄРМЄТИЧНОСТЬ;

б Рис. 2. Центраторы для сборки труб: а - тип 1; б_ тип 2

- дАя воздушных трубопроводов - рентгенконтрокь 1-ой детаАи от партии. Аппаратный контроАь закАючается в сверке текущих режимов сварки, которые выводятся принтер с режимами занесенными в техноАогию.

Пробдемы внедрения орбитадьной сварки и пути их решения К основным пробАемам, которые возникАи при внедрении орбита_/ыьной сварки труб и детахей АД, можно отнести с/ыедующие: - конфигурация детаАей - распоАожение сварочного стыка непосредственно возАе фАанца иАи радиуса гиба трубы, при этом дАя крепАения сварочных автоматов (гоАовок) необходим прямоАинейный участок (21, 12 табА. 2); - маАая то./ыщина свариваемых кромок - от 0.5 мм. Первая проб./ыема решена за счет изготовАения специакьной оснастки, на которую крепиАась сварочная го./ыовка (рис. З, 4). Вторая проб./ыема решена за счет применения инверторных источников питания дАя сварки фирм Р`КО1\ППЅ и РОЬУЅОПІЭЕ с микропроцессорным, синергетическим управАением кАючевых параметров сварки (ток сварки (от 5А), скорость сварки, скорость подачи провоАоки и напряжение Щ/ги) и испоАьзованием специахьных приспособдений дАя уАучшения формирования обратной стороны шва (рис. 5). С помощью приспособАения во время сварки вовнутрь трубы подаваАся аргон и за счет небо/ыьшого избыточного давАения удерживаАась сварочная ванна. Выводы 1. Стыковь1е соединения труб, выпо./ыненные орбитаАьной сваркой по устаАостной прочности не уступают традиционным паяным соединениям. Это позво./ыяет применять их не тоАько при проектировании новых конструкций, но и заменять существующие (паяные). 2. ПредАожены техноАогические подходы, подобрано оборудование и оснастка, что позвоАиАо при компАексном применении обеспечить сварку соединений труба-труба, труба-арматура (фАанец, штуцер и ниппе./ыь) при Аюбой конфигурации трубопроводов вне зависимости от распоАожения сварочного стыка относите./ыьно фАанца и./ыи радиуса гиба трубы. З. ОпредеАены технические требования к подготовке кромок и сборке под сварку, подобраны режимы, обеспечивающие поАучение сварных швов высокого качества на весу с тоАщинои стенок от 0,5 до 6 мм.

ОСНЭСТКЭ

ИЗДЄЛ ИЄ

СВЗООЧ НЭЯ ГОЛОВКЗ

Рис. 3. Крепление сварочной головки закрытого типа на СпЄЧ,'и(1ЛЬН.у1-О ОСН.аСП1Ку

СВЗРОЧНЗЯ

ИЗДЄЛИЄ ОСНЭСТКЗ

Рис. 4. Крепление сварочной головки открытого типа на СпЄ1,_!,'иаЛЬНу1-О ОСН.аСП1.Ку

К _ .

Дёнщ іг/1111/Іідиглдгддджд-\_\ -.-'Т /' т ,К -Ч,

_ _, __ »ны ' 1

- '

П"Р* .н.а\=г;ч-::':ь&=пш;1 ' ______ ,' -- Идч1ІгІ11шдІ1пи'д тд

ш __ __ ...___ .__` `.__\_,_._.

или

\ _

_ -_

__ _. _. _ ,_ , ,, _ ~ _ “__ ' " ' " ' Ґ' - ' ;~;~-.ч-› ~ъ.ї?:~`д

` ` '^›. ` ' Ш . , . _/н:_,-.:ё^:_;~;;~_ і Е--Щ ....-Е ,_ І _ _ З ` `“-ы _:__і=.==_д:-1; .;›=-:=::*ш;: _;=: __ -__ 1-› - * --ід-__*' __] ,

-1. 1 __»

_ 1-»

а,//

" .-' .- , .-'.› .-'ы`.«*Ш' _-*

-_`^д,'3›Ь*"

ъ=:_1_

- “ чи-

1.513

/Ё `_ - " _ _. _› " 'і БР, ; І :" _. _ _ 1 61.-

_ __ :

ІІ_

'»- 11 ` -3?-~'

__-:Ыв:9оиш/луга.

д~ ем. `

1-:___

* ,(1/Ё? -

*-.

'- -. _

їд _ * - -“игцщагмшшл-/" ~ “Р

н \\ " *йод ._

___, ъъ

-:_ _,

Ё -

с '

Рис. 5. Вспомогательные приспособления для формирования обратной стороны шва 4. На АО «МОТОР СИЧ» ВНЄДрЄН

в серийное производство сварочНЬІЙ УЧНСТОК ИЗҐОТФВАЄНИЯ И РЄМОНмл

Та ТОНКОСТЄННЬІХ

ЗВИЗЦИОННОИ

ТЄХНИКИ.

Список литературы: 1. Богуслаев В.А. Авиаиионнокосмические материалы / В.А. Бо-

гуслаев, А.Я. Качан., Н.Е. Калинина и др.]; под объи. ред. В.А. Богуслаева. - Запорожье.: изд. ОАО «Мотор Сич», 2009. - 383 с. 2. Богуслаев А.В. Технология производства авиационных двигателей / В.А. Богуслаев, А.Я. Качан, В.Ф. Мозговой и др.]. - Запорожье: ОАО «Мотор Сич», 2004. - 945 с. ІЫ 13!!! март 2ІП5

Технология

Удк є-з21.521.791

Предлозкены новые способы формирования на поверхностях трения бронзовых вкладышей подшипников скольжения комбинированных электроэрозионных покрытий, снижаюших силу трения в период приработки при различных нагрузках. Ключевые слова: подшипник скольжения, бронзовый вкладыш подшипника, прочность сцепления, приработочные ПОКРЬЬШЫЯ, ЫЗНОС.

Запропоновані нові способи формування на поверхнях тертя бронзових вкладишів підшипників ковзання комбінованих електроерозійних покриттів, шо знижують силу тертя в період прироблення при різних навантазкеннях. Ключові слова: підшипник коввання, бронзовий вкладиш підшипника, міиність зчеплення, приработочні покриття, ЗНОС.

1\їеш теіпосіз аге о]ў°егес1 оііогтіпу оп іпе зитїасез оїігісііоп 01” Ьгопзе зііоіешау, 01” Ьеагіпу, 0] зііоіешаіез 0] іпе сотЬіпесї еіесіго-егозіие соиегауез, геаисіпу [отсе оїігісііоп іп іпе регіосі о]` еагпіпу ехгга топеу аі іпе с1ф”етепі Іоасііпу. Кеушогс1$:зІіс1ешау, Ьгопге, Ьеагіпу, соирііпу с1игаЬіІііу, соиегауез, шеаг.

Постановка пробдемы БоАьшинство ответственных детаАей и узАов центробежных компрессоров, насосов, турбин и других машин работают при высоких скоростях, нагрузках и температурах, а также в усАовиях коррозионного, абразивного и других видов воздействия рабочих сред. Решение пробАемы, связанной с увеАичением сроков их сАужбы, напрямую зависит от повышения износостойкости и надежности узАов трения. При боАьшом разнообразии усАовий работы детаАей наибоАее нагруженным у них явАяется поверхностный сАой. Поэтому реаАьный ресурс работы машины напрямую зависит от несущей способности поверхностей детаАей, которая опреде/ыяется качеством их поверхностного сАоя. Создание поверхностных сАоев с особыми свойствами дАя эАементов узАов трения скоАьжения обусАовАивает важность и актуаАьность пробАемы, а также необходимость ее решения. Антифрикционные свойства трущихся пар зависят от сочетания материаАов ваАа, подшипника и смазки. Подшипниковые материакы работают в паре со стадьными иАи чугунными цапфами ваАов. Стоимость ваАа, как правидо, выше стоимости вкАадыша подшипни-

ка (ВП), поэтому они доАжны изнашиваться меньше чем вкАадыши

[11Основными общими требованиями, предъявАяемыми к материаАам подшипников скоАьжения (ПС), явАяются: - взаимная совместимость материаАа подшипника и контртеАа; - возможность поАучения высокой точности и чистоты обработки; - стабиАьность и ма./ыая веАичина коэффициента трения; - высокие противозадирные свойства; - высокая тепАоустойчивость, высокая коррозионная и эрозионная стойкости, стойкость к воздействию вибраций; - техноАогичность, доступность и дешевизна, высокая размерная и структурная стабиАьность; - соответствие коэффициентов Аинейного расширения подшипниковой пары, прирабатываемость, восстанавАиваемость свойств посАе вынужденного контакта, отсутствие эАектростатического притяжения на поверхностях трения [2]. Основные требования, предъявАяемые к антифрикционным спАавам, опредеАяются усАовиями работы ВП.

Эти спАавы доАжны

иметь достаточную твердость, но

не очень высокую, чтобы не вызвать сиАьного износа ваАа; сравните./ыьно Аегко деформироваться под вАиянием местных напряжений, т.е. быть пАастичными; удерживать смазочный материаА на поверхности. ДАя производства вк_/ыадышей ВП испоАьзуются разАичные антифрикционные материаАы. Изменение типа и марок спАавов происходит под вАиянием ужесточающихся усАовий работы подшипниковых узАов. Подшипниковые спАавы на основе меди обАадают боАее высокими механическими характеристиками по сравнению с баббитами, а также сп./ыавами на основе цинка и адюминия. ДАя изготов./ыения подшипников турбин, эАектродвигатеАей, центробежных насосов, компрессоров, работаюших с постояннои нагруз кои, применяют оАовянные бронзы (ГОСТ 50 1 7-74) › оАовянно-цинковосвинцовистые бронзы (Аитейные) (ГОСТ 613-65) и бронзы безоАовянные (ГОСТ 18175-78) [З]. Перегрев подшипника явАяется основной причиной его разрушения, так как с повышением температуры понижается вязкость масАа и увеАичивается вероятность заедания цапфы в подшипнике, что в конечном резуАьтате приводит к выпАавАению кл

вкАадыша [4] .

В цехе производства слабой азотной кислоты завода «Невинномысский Азот» для газотурбинной установки ГТУ-8 демпферные подшипники из баббита Б83, кон-

струкция которых не выдерживала кратковременное повышение температуры до 25О°С, были заменены на бронзовые состава БрО1ОС1О. Анализ их работы показал, что повреждаемость бронзовых вкладышей проявляется в виде затрудненной прирабатываемости, повышенного износа и большой вероятности образования задира. Таким образом, возникает необходимость формирования на бронзовых ВП специальных покрытий,

улучшающих условия приработки. Анализ результатов последних исследований и публикаций С целью повышения триботехнических характеристик при изготовлении и ремонте многих подшипников скольжения на слой бронзы наносят приработочные слои баббита ионно-плазменным методом [5, б]. В [7] исследованы электроосажденнь1е покрытия сплавом ЅЦЅЬС11, по химическому составу близким к баббиту Б83. Полученные покрытия обладают высокой износостойкостью на этапе приработки. Потеря массы полученного сплава при трении в 4 раза меньше чем у литого баббита Б83. Существенным недостатком баббитов является их малое сопротивление усталости, особенно при температуре более 10О°С. С уменьшением толщины заливки подшипника сопротивление усталости увеличивается [8, 9]. Для нанесения антифрикционных покрытий достаточно перспективным является метод электроэрозионного легирования (ЕЕ/\), который все шире используется в промышленности [10]. Комплекс позитивных специфических особенностей метода ЕЕА, в первую очередь таких, как возможность нанесения на металлические поверхности любых токопроводящих материалов прочно соединенных с основой, проведения процесса легирования в локальном месте, отсутствие поводок и короблений легированного изделия стимулируют все большее его применение для повышения качества ПС [11-2О]. Одним из основных достоинств метода ЭЭА является то, что он позволяет производить поочередное легирование металлических поверхностей отдельно взять1ми электродами и таким образом формировать

на них квазимногослоиные покры тия, обладающие необходимыми свойствами [21-24]. В свинцовых бронзах свинец практически не растворяется в жидкой меди. Поэтому сплавы после затвердевания состоят из кристаллов меди и включений свинца. Такая структура бронзы обеспечивает высокие антифрикционные свойства. Это предопределяет широкое применение бронзы БрСЗО для изготовления вкладышей ПС, работающих с большими скоростями и при повышенных давлениях. По сравнению с оловянными подшипниковыми бронзами теплопроводность бронзы БрСЗО в 4 раза больше, поэтому она хорошо отводит теплоту, возникающую при трении [25]. Серебро обладает высокими механическими и антикоррозионными свойствами, но как антифрикционный металл его нельзя считать вполне удовлетворительным. Антифрикционные свойства серебра улучшаются от присадки небольшого количества свинца. Серебро применяется в подшипниках для высоких нагрузок и скоростей [2б]. При изготовлении ВП и подшипниковых шеек роторов компрессоров и насосов всегда име\1

ЮТСЯ

ОТКАОНЄНИЯ

ОТ ИХ

ИДЄЗАЬНОЙ

геометрической формы, которые называются погрешностями. Дополнительные неточности привносятся при установке ротора. Накопление погрешностей значительно снижает реальную площадь контакта шейки вала и вкладыша подшипника, что является причиной перенапряже-

ния антифрикционного слоя, особенно в период приработки. Таким образом, целью данной работы является повышение долговечности бронзовых ВП, путем исследования качества квазимногослойных приработочных покрытий, сформированных методом ЭЭА. Методика исследований Для исследования возможности нанесения на бронзовые вкладыши ПС приработочных покрытий из мягких антифрикционных материалов в качестве материала катода использовались оловянные бронзы Вр ОЦС 5-5-5 и Бр ОС 10-10. Их механические свойства, согласно ГОСТу б1З-79, представлены в табл. 1. Используемые для исследований материалы анода, а также некоторые их физико-механические свойства занесены в табл. 2. Для исследования структуры и измерения твердости поверхностного слоя использовали шлифы образцов после ЭЭА. ЭЭА образцов производили на установке с ручным вибратором модели «Элитрон 22А››. При изготовлении поверхность шлифа была ориентирована перпендикулярно к поверхности легирования. Перед изготовлением шлифа для исключения краевого эффекта при легировании торец образца фрезеровали на глубину не менее 2 мм. Для предупреждения смятия слоя, завалов края образец крепили с контртелом в струбцине. После изготовления шлифы исследовали на оптическом микроскопе «Неофот-2», где проводилась

Таблица 1. Механические свойства и применяемость оловянных бронз

Марка

Способ литья

Временное сопротивление ов, МПа

Относительное удлинение после разрыва бо, %

вро5ц5с5

В кокиль

вро5Ц5с5

В песчаную

вро1ос1о

В кокиль

вро1ос1о

В песчаную

форму

<г1г›0рМУ

Твердость по Бринеллю НВ,

176,2

147

196

176,2

Применяемость

Арматура, антифрикционные детали, вкладыши подшипников Подшипники скольжения, работающие в условиях высоких удельных давлений

нышштшшш

параметры тестера: скорость вращения со = 120 об/ мин; нагрузка Т изменялась после каждых 50 м и составляла: 0,5 кгс (4,91 Н); 1,0 кгс

Таблица 2. Физика-механические свойства материалов, применяемых при ЭЭА в качестве анода (легирующего электрода) Марка материала

Температура плавления,°С

Твердость по Бринеллю НВ

Теплопроводность, Вт / (м-К)

Коэффициент линейного расширения, 10-6, град -1

Медь

1084

401

16,5

Серебро

8 17

453

14,2

Олово

232

59,8

Свинец

З27

З5

285

Баббит БЅЗ

З70

27-30

23,0

(9,81 Н); 1,5 кгс (14,72 Н); 2,0 кгс

(19,69 Н) и 2,5 кгс (24,5З Н). Образцы перед каждым увеличением нагрузки смазывали каплей парафинового масла. В процессе

РП С

оценка качества слоя, его сплошность, толщины и строения зон подслоя - диффузионной зоны и зоны термического влияния. Одновременно проводился дюрометрический анализ на распределение микротвердости в поверхностном слое и по глубине шлифа от поверхности. Замер микротвердости проводили на микротвердомере ПМТ-З вдавливанием алмазной пирамиды при различной нагрузке. Толщину слоя покрытия измеряли микрометром, а шероховатость поверхности - на приборе профилографе-профилометре мод. 201 завода «Калибр» путем снятия и обработки профилограмм. Качественный анализ и количественный состав приработочных покрытий на образцах из бронзы ОЦС 5-5-5 проводился на сканирующем электронном микроскопе РЭММА-102 производства ОАО «ЅЕЬМІ», оснащённого рентгеновским спектрометром на базе кремний литиевого полупроводникового детектора. Микрофотографии с участков поверхности исследуемых образцов получены с различным увеличением, в режиме формирования изображения током вторичных электронов при ускоряющем напряжении на электронной пушке микроскопа 20 к\/ и токе зонда (пучка) 200 пико Ампер. При этом на поверхности покрытия выбирались 3 характерные точки (ровное покрытие, шероховатое покрытие, пора) и в каждой точке определялся поэлементный состав нанесенного слоя. Кроме этого, поэлементный состав нанесенного слоя определялся по глубине слоя с различным шагом сканирования. В режиме рентгеновского микроанализа ускоряющее напряже-

ское рентгеновское излучение детектировалось полупроводниковым детектором. Расчёт весовых (массовых) процентов концентрации осуществлялся методом сравнения исследуемых образцов с эталонами. При этом учитывались физические поправки на атомный номер, поглощение излучения и флуоресценцию (метод трех поправок). Трибологические свойства приработочных покрытий определяли на тестере Т-01М по схеме шарик диск (рис. 1). Образцы для исследований (диски) представляли собой кольца размером 42 х 25 х 6 мм, изготовленные из бронзы БрО10С10 (рис. 2). Испытывались следующие серии образцов: - образец без покрытия (0); - образец с покрытием медь + серебро + медь (1\І9 1) ; - образец с покрытием свинец + медь (1\І9 2); - образец с покрытием свинец + серебро + медь + серебро (1\19 3). Шарик И=6,3 мм, изготовленный из материала 100Сгб (табл. 3) менялся после каждого испытания. В процессе исследований использовали следующие рабочие

Рис. 1. Схема пары трения трибологического тестера Т-01 М: 1 - шарик, 2 - диск

б Рис. 2. Бронзовые образцы до (а) и после испытаний (Ы

Таблица З. Состав материала шарика шіп шах

Ѕі

Мп

Ст

Мо

1\Іі

Ѕ тах

Р тах

0,95 1,10

0,15 0,35

0,20 0,40

1,35 1,60

0,10

0,40

0,025

Таблица 4. Поэлементный состав покрытия в характерных точках и со всей исследуемой поверхности Исследуемая точка, участок поверхности

Си

211

А,<;

З2.857

1.262

ние составляло 20 1<\/, ток пучка 1

25.З91

1.448

нано Ампер. Возбуждаемое электронным пучком характеристиче-

27.97

26.854

Элементы, % Ѕп

РЬ

2З.9З9

38,673

3.269

20.984

49.606

2.571

3.441

15.291

50.094

3.201

2.920

16.939

50.З47

2.940

испытании регистрировали силу трения Р. В первом эксперименте для каждого приработочного покрытия изменяли только нагрузку и испытания проводили одним шариком по одной дорожке трения, а во втором эксперименте - для каждой новой нагрузки менялся шарик и поверхность покрытия. Результаты исследований В результате проведенных исследований предложен новый способ обработки бронзовых вкладышей подшипников скольжения, который осуществляется следующим образом. Сначала на рабочие поверхности ВП из бронзы ОЦС5 5-5, микротвердость которых составляет 1100-1150 МПа, методом ЭЭА наносят покрытие из серебра при энергии разряда 0,1- 0,3 Дж. Микротвердость сформированного поверхностного слоя при этом снижается и составляет 750-800 МПа. После этого на покрытие из серебра этим же методом и при такой же энергии разряда 0,1-0,3 Дж) наносят покрытие из меди. Микротвердость покрытия после нанесения меди незначительно увеличивается и составляет 850-900 МПа. Третьим слоем наносят электроэрозионное покрытие из оловянного баббита при энергиях импульса 0,01-0,04 Дж. При этом медь, которая входит в состав покрытия, образовывает с оловом, которое есть основным компонентом оловянных баббитов, твердый раствор замещения, обеспечивая гарантированную металлическую связь. Нанесение оловянного баббита способствует получению механической смеси по эвтектической реакции на основе серебра, которая состоит из є фазы и Ѕп с температурой плавления близко 220°С. Микротвердость структуры после нанесения электроэрозионного покрытия из оловянного баббита составляет 350-380 МПа. Свинец, который содержится в бронзе, практически не растворяется в серебре и находится в свободном состоянии. Таким образом, получают комбинированное электроэрозионное покрытие (КЭП), которое не является сплошным (гомогенным) слоем, а находится в виде дискретных зон с максимальной толщиной 30 мкм, то есть формируется регулярный микрорельеф поверхности, структура вершин которого имеет микротвердость - 350-380 МПа. \1

На рис. 3 показаны бронзовые вкладыши подшипников скольжения без покрытия (верхний ряд) и с КЭП (нижний ряд).

На рис. 4 показана топография участка поверхности образца с КЭП, на которой выбраны 3 характерные точки (1 - гладкая поверхность, 2 шероховатая поверхность, 3 - пора). Спектр поверхности и поэлементный состав в характерных точках и со всей исследуемой поверхности приведен в табл. 4, из которых видно, что во всех характерных точках присутствуют элементы, входящие в состав КЭП. Распределение элементов по мере углубления в поверхностный слой с шагом сканирования 5 мкм представлено в табл. 5. Как видно из табл. 4 и 5, поверхностный слой на бронзовом образце, образованный поочередным нанесением методом ЭЭА серебра, меди и баббита, состоит из элементов легирующих электродов и подложки. Толщина приработочного покрытия составляет 30 мкм. Применение ВП, обработанных предлагаемым способом, не всегда приводит к желаемому результату изза малой толщины покрь1тия. В ужесточенных условиях работы ПС (большие обороты и высокие давления)

Рис. 3. Бронзовые вкладыши подшипников скольжения

Рис. 4. Топография участка поверхности образца с КЭП из серебра, меди и баббита Б83

при приработке может произойти задир рабочей поверхности ВП. При формировании приработочного покрытия с использованием электродов из серебра и свинца способ нанесения КЭП осуществляют следующим образом. Сначала на рабочие поверхности вкладышей наносят электроэрозионное покрытие из серебра при энергии разряда 17)/11 = 0,1 - 0,3 Дж. После этого на серебряное покрытие этим же методом наносят покрытие из свинца при энергиях разряда 0,3 - 0,4 Дж. Третьим слоем наносят электроэрозионное покрытие из серебра при энергии разряда И/и = 0,04 - 0,10 Дж. Таким образом получают КЭП с максимальной толщиной до 120 мкм. На рис. 5 и 6 показаны, соответственно, поверхность и торец участка поверхности бронзового образца с КЭП из свинца и серебра. Поэлементный состав покрытия в характерных точках поверх-

Рис. 5. Изобраэкение поверхности бронзового образца с КЭП во вторичных электронах

Рис. 6. Точки сканирования поэлементного состава покрытия по глубине слоя

ІІе1 13!!! март 2015

ности и распределение элементов по мере углубления представлены в табл. 6 и 7. В результате металлографических исследований установлено, что при нанесении на бронзовую подложку КЭП из серебра и свинца поверхностный слой состоит из трех зон (рис. 7). Верхний слой (слой пониженной твердости) с микротвердостью 600 МПа распространяется на глубину 70...80 мкм. Ниже располагается переходная зона (зона повышенной твердости) с микротвердостью 1270...1400 МПа, глубиной 50...60 мкм. Микротвердость в переходной зоне повышается за счет закалочных процессов, происходящих в результате ЭЭА. По мере углубления микротвердость в переходной зоне снижается и переходит в микротвердость основы (1050...1100 МПа). Ниже представлены результаты трибологических исследований. Эксперимент 1. На рис. 8 показан характер изменения силы трения для всех серий образцов при прохождении стальным шариком пути трения равного 50 м для каждой нагрузки. В данном случае при изменении нагрузки контактирующие поверхности шарика и образца не изменялись. Для данных пар трения в табл. 8 представлены средние силы трения Р и коэффициенты трения 11. На рис. 9 представлен сводный график зависимостей сил трения стального шарика по поверхности

Таблица 5. Поэлементный состав покрытия по мере углубления в поверхностный слой Исследуемая точка поверхности

Элементы, % С11

211

А3

Ѕ11

РЬ

61.832

1.909

6.070

27,247

2.942

73.057

3.679

3.070

18,269

1.924

55.913

2.288

7.430

28.903

5.466

63.844

2.828

0.892

26,344

6,092

78.721

5.618

0.000

13,13

2.531

84.492

5.244

0.737

7.169

1.303

86.832

6.084

0,000

5,355

1.729

Таблица 6. Поэлементный состав покрытия КЭП из серебра и свинца в характерных точках поверхности Исследуемая точка поверхности

Си

ЭАЄМЄНТЬЬ %

211

Аз

Ѕ11

0.911

0.000

16, 472

0.000

82.616

20.630

1.818

47.659

3.504

22.827

24.399

2.040

49.416

4.838

16.364

РЬ

начала пути трения до его завершения снижается, что свидетельствует о периоде приработки; - с увеличением нагрузки для всех серий образцов сила трения возрастает; - наименьшая сила трения у образцов серии 1\І9 2 и 3 и толь-

бронзового диска с приработочными покрытиями и без покрытия от приложенной нагрузки. Анализируя рис. 8 и 9, а также данные табл. 8 можно отметить сле/`І\УЮІ_ЦЄЄІ

для всех серии образцов и нагрузок сила трения с момента Ѕпгсітеп 0

зресітеп м1

?›

'І 7

-.›

М »-1 1.

М КСЕ _

ГСІ! _

ОНО

41.5 _

_ _

па

__ __ _

до

12.

ап

за

1:1

до

да

Ѕііщпд бинапсе, гп

_--*де ..

_, Ё

»_ _

ъ._

'Ъ,

ї !-.і,_1*,

і`3""`* --1*:

_.-513"

,І

_ ЦТ

_ї*:':

. 1.

'І

"І

›'

"ъ[Ё_2_,__С

Ц. -Н І ~*' '\1'*'-Н

_ '" ща.

'Ё'.1 Г4%.. ъ1 ' ъъ -

" дю _`~__ .

*'”“*““'-13"*

_“*`”“'“'~53"'

-___-

›_›

_~› 7

_ _,

за

вв

за

_ 4,

_-›

1-1

сем ь

-г

'Ь

-' '

І _,

гг

чь-:_' чйдд

Мапогсе

Ё1

Ри:

тв -_2__

-ін '

-Ё _ і

1,-Б

Я; '- _. ._-г_,_а "'-:~ҐІ:}4--1

.\_ І-11”

4.__

_-3!

Ѕпесітгп НЗ

._ І

ІчЪ

3 1.5 -_-

4"____

д",#г 1 . (Ні * :ЬЭ_ .:__-Ь .

_'“*“'”-3*"

зресітеп мг Н

із"

___

'-:іє=ъ--ъ.2=_-_;

*Е-їш _

'щт

Є-

__".-_-._

г.. ~"~**-=--мы

__.:

ту

1)”-Ш*-`“"*

5"'5"'Чї- 5'“""'°е= Ґ”

1:›1<1;:_.›гч -гг-1~:І1э.~:~:гч _ш:»аг4.ъз~

-.~

»_,ёїї її «Ё1 .' _:

'__

-- Ё а..-г *«..*›~:*~~*

д_

,"'$,_`"ё!__

ш1::т.з1н

2*; -дай-= ІІ

.___-

1,- рд_

5 - \.

15 _*-_ *" $_`--Іі.

. __.д.,Ъ__ "|'\.

.-_

-ш:.а.1_эш

'_"" "

ні:-Ь

~.н-

.:' ,

›-' г----' __ _ _. _

'*-

СПОПО С м.

Рп:

'Ё

_ _

-ЫҐ

-5

'Ф

2 СОЛО С ц.

1 05

от. ___ 0,-11 О 1 СІ

”

*__ _* " "Г

______

__-

11 С

Эм"`<

351

:~П

Ё-

-Щ-г14,~э1г1

___ _

іъс-лс! 4.0111

-- 10.1-гІ 9,51Ч

101-:г1-1.7211

за

ап

дв

вп

Ѕііёіпв сілъюпсс- т

Ѕіійіпц аіътапсг. гп

110.1-;юв1м

штаы тггч

_11›.1а1~1ыгч

і І.п.1~:1 Е” п 4

' *- "З-:___,-41 \і

Рис. 7. Микроструктура и распределение микротвердости поверхностного слоя образца

из брднзы ддс 5_5_5

РЦСЁЗ. ИЗМЄНЄНЁЄЄ СЦЛЬІ. ПІРЄНЦЯ. СПІЦЛЬНОЗО шарика 110 ПОЄЄРХНОСПІЦ РОНЗОЄОЗО

'ЦСКСІ при РЄЗЛЦЧНЬІХ Н.а2руЗКаХ. Ы - СЄРЫЯ О, 6- СЄрЫЯ

1\ї9 1; в серия 1\/'9 2; г - серия 1\ї9 3

ТЫОЛЫЦСІ

ПОЭЛЄмЄНїпНЬІй СОСПІСЄ ПОКРЬІШЦЯ ПО гіїубинг ПОЄЄРХНОСПІНОЗО СЛОЯ

Исследуемая точка поверхности (рис.

ЭАЄМЄНТЬІ, % С11

211

Аз

Ѕ11

РЬ

22.284

0.000

45.894

0.000

31.822

52.032

0.000

24.064

0.000

23.904

48.569

0.000

24.318

0.000

27.113

44.892

0.000

37.820

0.000

17.288

60.235

2.011

17.760

0.000

19.993

69.678

2.273

9.035

3.384

15.630

50.181

1.739

28.917

1.584

17.578

83.297

3.998

1.909

2.652

8.144

87.348

3.726

0.603

6.749

1.572

90.937

3.579

0.166

4.777

0.542

Таблица 8. Сила трения и коэффициент трения стального шарика по поверхности бронзового диска и приработочного покрытия (зате іїтасіс) Ьоаа, Т(1\І)

Аиегауе _/`гіс1:іоп ]`огсе, Г (М

Ргісііоп сое_/'_/'їсіепі ,и=1ї`/Т

Серия 0

4,91

0,41

0,083

9,81

1,11

0,11з

14,72

1,69

0,115

19,62

2,25

0,115

24,53

2,81

0,114 Серия 1\І9 1

4,91

0,62

0,127

9,81

1,15

0,117

14,72

1,62

0,110

19,62

2,25

0,115 Серия 1\І9 2

4,91

0,44

0,091

9,81

0,91

0,093

14,72

1,47

0,100

19,62

1,97

0,100 Серия 1\І9 3

4,91

0,49

0,099

9,81

0,92

0,094

14,72

1,25

0,085

19,62

1,77

0,090

1111 13111 март 21115

вата 1:гасІ< 3.00 2,513 Н

9.0-П _. _.-_._.-_.-=-

ппішсе

__.-ІІ_____.-

1.50

-І-1.:-=__

_-›=-"'

...__...-_;_-

1=гі-с

1..П'П

_|_

1'1_С1П

_-дп*

ПДП 11

'Ч

141

1.9

211

Ьпєні , Н іЪ|1+;-ы:т1=;-11111

-і-Вр-;--сн\п::~нН1.

Ѕ.|1ш;п11-:ч11'~1.`!

іїцзн.-ч;н111:пг~13

Рис. 9. Зависимость силы трения от нагрузки Таблица 9. Сила трения и коэффициент трения стали по бронзовым образцам с приработочньиии покрытиями (пеш ігасіс) Ьоасї9 Т(1\І)

Аиегауе Ігісііоп [отсеЭ Г(1\І)

Ггісііоп сое]`_/їсіепії

Серия 0

4,91

0,43

0,087

9,81

0,93

0,095

14,72

1,46

0,099

Серия 1\І9 1

4,91

0,63

0,127

9,81

0,93

0,095

14,72

1,45

0,098

Серия 1\І9 2

4,91

0,44

0,091

9,81

0,71

0,073

14,72

1,14

0,077

ко при нагрузке 4,91 1\1 у серии 0 и 1\19 2 (табл. 8), что объясняется различием исходной шероховатости поверхности (Ка = 0,5; 0,7; 0,8 и 0,8 мкм, соответственно для серий 0;1\191;1\І9 2 и 1\І9 3). Эксперимент 2. На рис. 10 показан характер изменения силы трения для всех серий образцов при прохождении стальным шариком пути трения равного 50 м при различных нагрузках, а на рис. 1 1, а их сводный график. Кроме этого на рис. 1 16; в; и г изображены диаграммы, позволяющие сравнивать силы трения всех серий образцов, соответственно, при нагрузках 4,91; 9,81 и 14,72 Н. Следует отметить, что в данном случае при изменении нагрузки изменяли контактирующие поверхности шарика и образца. Для данных пар трения в табл. 9 представлены средние силы трения Р` и коэффициенты трения Д . В данном случае, анализируя рис. 10 и 11, а также данные табл. 9, видно, что характер в взаимодействия стального шарика с поверхностью бронзовых образцов для всех серий не изменился. Здесь, как и в эксперименте 1, наименьшие значения силы трения у образцов серии 1\І9 2 и 1\І9 3. Выводы: В результате проведенных теоретических и экспериментальных исследований, направленных на повышение качества бронзовых вкладышей ПС установлено: 1. ЭЭА поверхности бронзы мягкими антифрикционными металлами: серебром, свинцом, медью позволяет формировать на ее поверхности приработочные покрытия снижающие до 20% силу трения в период приработки. 2. Толщину приработочных покрытий можно изменять режимами ЭЭА в пределах от 20 до 150 мкм. 3. Бронзовые вкладыши ПС, с

КЭП имеют высокую надежность и долговечность при работе из-за того, что даже при разрушении покрытия подшипник продолжает работать.

Серия 1\І9 3

4,91

0,49

0,099

9,81

0,76

0,078

14,72

1,22

0,083

Список литературы: 1. Тарельник В.Б. Комбинированная технология упрочнения и ремонта подшипниковых шеек роторов / В.Б. Тарельник, В.С.Марцинковский, Б. Антошевский // Компрессорная техника и пневматика.- Москва, 2004.- М›8.С. 31-36.

Бресітеп П

Ѕресітеп ІЧ1

ПЕЩ [гас

ПЕЪЧ ЁГЗЕ 151]

[БП

1 113

1 'Ш

1 713

17'П

1 .І2Ш

ППІЕ ""-

121.1!-П

1.013

5ІІ 11.1111 2

35 пвп

41*

Ь ІІ.

' Р3 Ш

_* І/

0-ап

Ггісі-пп

П-ЦП

11.1213

ІІІ..П

ППП

-1 -11

'Ъ

1.11

Г-1

1-1-

Е"

П-

1.1:

1О

1 `*

1 Ё1

1.-=1

1-51

1-Ґ

І.п.'1-111 Н

І.п.І1¦І_. Н

Ѕредітеп Нд

Ѕресітеп МЗ ПЕШ ЁГЗС

пеш Ігас

1 110

1.3121 12121

1.0111

1.00

53 сп1:РшсвН П Е-П

ггнсе, :'1 1 :1пН

1-гг ІІ ІІ-

'ППП

ЕІ -1-П

Ф2:*01ФОО 040 020

0.211

1100 -51

ЕШП

'ІІ

113

115

Ілагі, Н 11-

1-1-

115

Рис.10. Изменение силы трения стального шарика по поверхности бронзового диска при различных нагрузках: а - серия 0; б - серия 1\ї9 1; в серия 1\ї9 2; г - серия 1\/'9 3

2. Герасименко С. С. Подшипники герметичных насосов / С. С. Герасименко, А.А. Иванов..- Минск: Наука и техника, 1989.- 159 с. 3. Воскресенский, В.А. Расчет и проектирование опор скольжения / В.А. Воскресенский, В.И. Дьяков.М.: Машиностроение, 1980. - 224 с. 4. Иванов М.Н. Детали машин: 5-е изд., перераб. - М.: Высш. шк., 1 991.- 383 с. 5. Мозспепок 1/ЁІ. ВиІІе1їіп 01” К111\їАН[І / 1/ЁІ. Мозспепок, Ь.В. Єіизпкоиа, О.А. 11/езіегепко. 38, 48 (2007). (іп Киззіап). 6. Мапап Ц.Е.. Рпузісаї иарог сїерозіііоп 0] іпіп Ёітз. .ІоІ1п 1/1/іІеу & Ѕопз. (2000) р. 312. 7. Валеева А.Х. Микроструктура и свойства электроосажденнного сплава ЅпЅЬСи / А.Х.Валеева, И.Ш. Валеев, Р. Ф. Фазлыахметов // Письма 0 материалах 4(3), 2014.С. 134-136. 8. 1/іаспезїаи Тагеіпук, 1/азуІ Мапїзупкоизкуу, АІе1сзапсіг 1Э2іиЬа, 1\їеш Меіпосі о_Ґ Ргісііоп

Аззетыіез КеІіаЬі2ііу апсі Епсіигапсе Ітргоиетепі// Аррііесі Меспапісз апсі Маіегіаіз 1/01. 630 (2014). - Тгапз Тесп Риыісаііопз, Ѕшііиегіапсі. Р. 388-396. 9. Патент України 1\/Ъ 105422 МКВ В23Н5/ 00. Спосіб поліпшення припрацьовуваності пари тертя «вкладиш підшипника-шийка вала» / В. С. Марцинковський, В.Б. Тарельник, О.В. Дзюба / Опубл. 12.05.2014, Бюл. 1\ї9 9. 10. Тарельник В.Б. Аналіз технологій нанесення антифрикційних покриттів підшипників ковзання / В.Б. Тарельник, О.В. Дзюба // Вісник харківського національного технічного університету сільського господарства імені Петра Василенка.- Випуск 134.- 2013.- С. 244-251. 1 1. Патент України 1\ї9 646б3А МКВ В23Н1/00. Спосіб обробки вкладишів підшипників ковзання/ В. С. Марцинковський, В.В. Тарельник/ Опубл. 1 6.02.2004, Бюл. 1\ї9 2.

12. Патент України 1\ї9 92814 МПК В23Н1 / 00. Спосіб обробки вкладишів підшипників ковзання/ В.С. Марцинковський, В.В. Тарельник/ Опубл. 10.12.2010, Бюл. 1\ї9 23. 13. Патент Российской Федерации 1\ї9 2404378 МПК В23Н9/ 00. Способ обработки вкладышей подшипников/ В. С. Марцинковский, В.Б. Тарельник/ Опубл. 20.11.2010, Бюл. 1\ї9 32. 14. Патент України на винахід 1\ї9 77906, В23Н1 / 00, 3/ 00, 5/ 00. Спосіб обробки вкладишів підшипників ковзання /Марцинковский В.С./ Опубл. 15.01.2007, Бюл. 1\ї9 1. 1 5. Патент України на винахід 1\ї9 95009, 23Н 9/ 00. Спосіб складання підшипника ковзання/ В. С. Марцинковский, В.В. Тарельник, Н.В. Тарельник/ Опубл. 25.06.20] 1, бюл. 1\ї9 12. 16. Патент Российской Федерации на изобретение 1\ї9 2422690, с1, Р`16с 17/02. Способ сборки подшипников скольжения/В. С. Мар-

1121 13111 МЩП 21115

11Іе1н±гас11 Ггісііпп

Ѕргцітгп |1|3

1,611 11.10 -

1.дП 1,211

0.50 ~

2-*'

е.Н 1,011 -1-1"

Рпп:

Р по1:1 __'_,_,_'-'_--'_

53 пт-Ф

_-'-4--Ъ

__;

' .

: 11,511 --1

-__-Р.-І-РР _

Р 1:- 1:1

_--' .|-"_-__

І-І

РҐЦ пп

_-'РР

пппгсв : 11,313 1

_-1"'

__1-' __1-_

Ри:

_,___1-Р-'_

11.›11:1 -

11,211 11.10 *

11,211 -

П,П=С1 *

0.011 11

111

Ща!н

-›- Бршгп еп О

-І-51:-всі п1еп 1111

-1- 5-р-есітеп Н!

І.-паи

і5ре1:1гт11:-п Н З-

І ЁРШІІШП 13

П 5РШП1гП Ш

Ѕресітеп НЗ

-1

_ - -

1,12-1:1 -- ' 1,411 1 1,111 -- '

в,Н

Е: 1.Г\ 1;

І ЁРЧ-'€1т11'П Н 3

Ѕресітеп 1113 1110- '

Р 511НШт='П 1111

'Чт

ппЁҐЁ

РР Р Гг Ціпгпсвп

Рг1=гІ:і

-1

Ё 1:1 :- Ё

1::1:1»-~:› 11.40 " ПЦЗСІ * 1111121 -~

111111111 '9..311'1І І Ѕпн:-1:1т›:~пП

І 5:1-есітпп Н1

11 51:11:-1:1п1сч1НЕ

1.11-:111:1 14.2111! Ц Бргпт еп 1113

І 5:1-1*-:1т1:~п11

І Бресіпшп НІ

= Бресітоп 1111

І 511-с-сітпп НЗ

Рис. 1 1. Сводный график (а) и сравнительные диаграммы (б, в, г) изменения сил трения для всех серий образцов при нагрузках 4,91; 9,81 и 14, 72 Н цинковский, В.Б. Тарельник, Н.В. Тарельник/ Опубл. 27.06.201 1, бюл. М 18. 17. Патент Российской Федерации на изобретение 1\ї9 2337796. МПК В 23Н 9/ 00. Способ цементации стальных деталей электроэрозионным легированием /Марцинковский В. С., Тарельник В.В., Белоус А.В./ Опубл. 10.04. 2008, Бюл. 1\ї9 31.- 3с. 18. Патент України на винахід 1\ї9 82948, 23С 8/00. Спосіб цементації сталевих деталей електроерозійним легуванням/ В. С. Марцинковский, В.Б. Тарельник, А.В. Белоус / Опубл. 25.03.2008, бюл. М 10. 19. Патент Российской Федерации на изобретение Мг 2468899. МПК В 23Н 9/ 00. Способ цементации стальных деталей электро-

эрозионным легированием /Марцинковский В.С., Тарельник В.Б., М.П. Братуіцак/ Опубл. 10.12. 2012, Бюл. 1\ї9 34. 20. Патент України на винахід 1\ї9 101715, 23Н 9/00. Спосіб цементації сталевих деталей електроерозійним легуванням/ В. С. Марцинковский, В.В. Тарельник, М.П. Братуіцак / Опубл. 25.01.2013, бюл. 1\ї9 8. 21 _ Патент України на винахід М› 78155 А, В2ЗН 1/00, 3/00, 5/00. Спосіб обробки вкладишів підшипників ковзання/ Марцинковский В. С., Тарельник В.Б., Пчелинцев В.А./ Опубл. 15.02.2007, Бюл. М› 2. 22. Патент Российской Федерации М 2299790 МПК В2ЗН 1/ 00. Способ обработки вкладышей подшипников/ В. С. Марцинковский,

В.В. Тарельник, В.А. Пчелинцев/ Опубл. 27.05.2007, Бюл. М 15. 23. Патент України на винахід М 105965, В2ЗН 5/00. Спосіб обробки вкладишів підшипників ковзання / Марцинковский В. С., В.Б. Тарельник, О.В.Дзюба / Опубл. 15.02.2014, Бюл. М 13. 24. Патент Российской Федерации 1\ї9 2524467, С1, МПК В2ЗН 9100. Способ обработки вкладышей подшипников скольжения/ В. С. Марцинковский, В.В. Тарельник, А.В. Дзюба / Опубл. 27. 07.201 4, Бюл. М 21. 25. Гуляев А.П. Металловедение / М.: Металлургия, 1986. 544 с. 26. Детали машин. Под ред. Ачеркана Н. С.- Книга 2.- М. : Машиностроительной и судостроительной литературы, 1 954.- 560 с.

Те×|-|0л()г|/|<;|

УДК 621 .742.4

Приведен оптимизированный состав холоднотеердеющих смесей на жидком стекле на осноее хромитоеого песка с фурфурилоксипропи./щиклокарбонатами. Исследованы механические свойства смесей - прочность на сжатие, прочность на изгиб прочность на разрыв. Ключевые слова: холоднотвердеющая смесь, жидкое стекло, хромитоеььй песок, фурфурилоксипропилциклокарбонаты, триэтаноламин, моделирование. Приеедено оптимізоеаний склад холоднотеердіючих сумішей на рідкому склі на осноеі хромітоеого піску з фурфурилоксипропшщиклокарбонатами. Досліджені механічні еластиеості сумішей - міцність при стискуванні, міцність на вигин, міцність на розрив. Ключові слова: холоднотвердіюча суміш, рідке скло, хромітовий пісок, фурфурилоксипропилциклокарбонати, триетаноламін, моделюеання. Тпе апїісіе із оріітігесі [от іпе сотрозйіоп соІсІ-шаіег уіазз тіхгиге Ьазесі оп спготіге запсї ІигўйгііокзіргоріІ1їзі1<:ІокагЬопа1їаті іпаі іпсіисіез гпе зїисіу 0] зисп ргорегііез аз сотргеззіие Ѕігепуіп, Лехигаі зггепугп, іепзйе зггепугп. Кеушотсіз: соісі-тіх, шаїег уіазз, спготіїе запсі, Іигўигііокзіргорйізікїокагіэопаіу, ігіеіпапоіатіпе, тосІеІіп9.

Введение. ПоАучение смесеи с заданными свойствами явАяется традиционнои задачеи Аитеи ного производства. По существующим даннь1м, 40-60 % дефектов отАивок обусАовАено неудовАетворитеАьным качеством формовочнь1х материа./юв и смесеи [1, 2]. В посАеднее время дАя решения задачи управАения свойствами формовочных смесеи и их стабиАизации широко применяется расчетно-анаАитический метод на основе п./ыанируемого эксперимента [З, 4]. Такои под ход открывает новые возможно\/

\.1

ні

\./

ки

мл

СТИ

ДАЯ

УПРЗВАЄНИЯ

СВОЙСТВЗМИ

формовочнь1х смесеи бАагодаря оперативности регуАирования процесса при изменении свойств исходных материахюв. Анадиз посдедних иссдедований. Разработка новых разупрочняющих добавок дАя ХТС на жидком стекАе, которые уАучшаАи бы выбиваемость форм и стержней и упрощаАи техноАогический процесс явАяется актуаАьнои задачеи Аитеиного производ ства. В НТУ «ХПИ» быАа поАучена мл

новая добавка - фурфуриАоксипропи/ыцик/юкарбонаты (ФОПЦК) на основе сырья раститеАьного происхождения [5 - 7]. ФОПЦК материаА, который обАадает двойным действием, отверждает смесь при приготовАении и разупрочняет посАе заАивки метаААом при выбивке. ФОПЦК экоАогически безопасен, так как при заАивке метаАа в форму в резуАьтате термохимической деструкции он разАагается и выдеАяет в объеме сформированной композиции СО2 и пары воды в окружающую среду. В настоящее время дАя нужд турбомашиностроения начаАи широко применять высокоогнеупорные и химически инертные хромитовые пески марки АРЅ4550 ТУ У 13.2-35202765-ОО1:2О11. МинимаАьное содержание Сг2О3 составАяет 46%. Хромитовый песок испоАьзуется при изготовАении ста/ыьных отАивок в стержневых и обАицовочных смесях. Особое преимущество проявАяется при изготовАении тяжеАых отАивок, когда необходимо высокое

сопротивАение ферростатичному давАению. В отАичие от кварцевого песка, который имеет структурные превращения при 575°С, ХРОМИТОВЬІЙ

ПЄСОК

НЄ

ИМЄЄТ

аА-

Аотропических превращений, обАадает высокой прочностью при термическом ударе. При относитеАьно высокой температуре пАавАения 188О°С он имеет низкую температуру спекания 11ОО°С. Зона конденсации вАаги в сырой форме на основе хромита образуется на значитеАьно боАьшей гАубине, чем в смесях на кварцевом песке. Хромит инертен к оксидам же./ыеза при высоких температурах в Аюбой газовой атмосфере, пАохо смачивается жидким метаААом. Все эти факторы при изготовАении крупных стаАьных отАивок способствуют предотвращению образования химического и механического пригара, уАучшают усАовия кристаААизации метаААа. БАагодаря высокой тепАопроводности и тепАоаккумуАирующей способности хромита можно осуществАять направАенность затвердевания от-

ІЫ 13!!! март 21115

Аивки и предотвращать неравномерности кристаААизации. Отверждение композиции (хромитовый песок-ФОПЦКжидкое стекАо) происходит при взаимодействии ФОПЦК с жидким стекАом. Аюбые цикАокарбонаты (пропиАенцикАокарбонат, ФОПЦК и др.) в щеАочной среде неустойчивы и раскдадываются с выдеАением СО2, который при реакции с жидким стекАом образует поАисиАикаты в объеме сформированной композиции. Такие системы можно отнести к наноструктурируемым композиционным материа/ыам, т. к. процессы взаимодействия между ФОПЦК и ЖС проходят на поверхности хромитового песка в мономоАекуАярных сАоях. Целью иссдедований явАяется опредеххение закономерности взаимодействия нового связующего на основе жидкого стекАа с фурфуриАоксипропиАцикАокарбонатом (ФОПЦК) и хромитовым песком в Аитейном производстве. Методика иссдедований. В работе испо./\ьзоваАись стандартные методики иссАедования физико-механических свойств смесеи: измерение прочности смеси в соответствии с ГОСТ 23409.7 - 78 мл

(прочность смеси на сжатие, разрыв и изгиб).

Результаты иссдедований. В работах [5-7] уже быАи иссАедованы на прочность и выбиваемость смеси с ФОПЦК на основе кварцевого песка. В работах быАо установАено оптимаАьное коАичество ФОПЦК и добавки триэтанохыа (ТЭА) в смеси с кварцевым песком. Однако смеси с ФОПЦК на хромитовом напо./ыните./хе еще не исс./ыедовакись. ДАя установАения закономерностей взаимодействия связующего на основе жидкого стекАа с фурфуриАоксипропиАцикАокарбонатом (ФОПЦК), триэтанохыамином и хромитовым песком быА проведен активный пАанируемый эксперимент. Смесь готовиАи сАедующим образом: сначаАа в хромитовый песок добавАяАи отвердитехыь и перемешива/ми в течение 3 минут, затем добавАяАи жидкое стекАо с триэтаноАамином и перемешиваАи еще 2 минуты. ТриэтаноАамин вводиАи в жидкое стек/ю. ТЭА браАи от общей массы ФОПЦК. Смесь заформовыва/ыи в 9-местную пресс форму, которая испоАьзуется дАя иссАедования свойств ХТС. ОтвердитеАь добавАяАи в коАичестве 0,4...0,б мас. ч, жидкое стекАо - 4,5...5,5

мас. ч, а ТЭА - 2...10 мас. ч. от массы ФОПЦК. Матрица шыанирования эксперимента приведена в табАице . Варьированными факторами явАяАись: коАичество жидкого стекАа (х1), коАичество ФОПЦК (х2) и тризтаноАамина (хз). В качестве параметра оптимизации (у) быАи выбраны основные физико-механические показатеАи свойств формовочных смесей: прочность на изгиб через три часа (у1), прочность на разрыв (у2) и прочность на сжатие (уз). В резухыьтате обработки поАученных данных быАа поАучена сАедующая система уравнении в кодированном масштабе:

у1=ь,оь+о,44›<,+о,з1›<,,+о,ззХ3 у2=0,42+0,01х1+0,02х2 + +0,02х3+0,01 х13+0,01 х23 у3=1,15+ 0,02х1 + 0,09х2 +0,09х3 - 0,035 х12 + 0,03 х13 + 0,02 х23 Проверка поАученных математических модеАей на значимость и адекватность проводиАась с помощью критерия Стьюдента и критерия Фищера.

Таблица . Матрица планирования эксперимента

1\І9 опыта

КоАичество ЖС

К0Аи-

чество ФОПЦК

(Х1)

КоАичество триэтаноАа-

хо

х1

х2

хз

Прочность на изгиб,

Прочность на разрыв,

Прочность на сжатие,

МПа (7:/1)

Мпа (112)

МПа (Из)

7,5

0,5

1,4

6,25

0,45

1,3

б,5

0,43

1,18

5,5

0,4

1,08

0,4

1,05

5,75

0,43

1,2

0,4

1,05

0,38

0,93

х1х2

х1х3

х2х3

Мина (хз)

5,5

0,6

4,5

0,6

5,5

0,4

4,5

0,4

-|-

5,5

0,6

4,5

0,6

5,5

0,4

4,5

0,4

-|-

В./ыияние ко/ыичества ЖС с ТЭА и ФОПЦК на прочность смеси на изгиб представхыена на рис. 1. На рис. 2 показано вАияние ЖС и ФОПЦК на прочность смеси на разрыв, а на рис. 3 - на прочность смеси на сжатие. На основе анаАиза установАено, что прочность на изгиб, разрыв и сжатие повышается с увеАичеснием коАичества ЖС и ФОПЦК. На основании уравнений быАа построена номограмма дАя опредедения оптима./ыьного состава смеси на основе ЖС с ТЭА и ФОПЦК на хромитовом песке. ДАя ее построения в похыученные уравнения регрессии дАя прочности на изгиб, разрыв и сжатие подставАяАи значения факторов в кодированном масштабе, которые рассчитываки в натураАьном масштабе по формуАам:

_ь-5

х” 0,5” х2-0,5_

*РТ хз - б хз = і, 4 где хі - кодичество жидкого стекАа; х2і - коАичество фурфуриАоксипропиАцикАокарбоната; хз, - коАичество триэтаноАамина. Номограмма дАя опредеАения оптимаАьного состава смеси на основе ЖС с ТЭА и ФОПЦК представАена на рис. 4. При построении номограммы коАичество ТЭА и ФОПЦК явАяАись фиксированными веАичинами. ТЭА браАи в коАичестве б мас. ч. от ФОПЦК, а коАичество ФОПЦК составАяАо от 0,3 до 1,1 %. При построении номограммы считаАи, что прочность смеси на изгиб находится в предеАах от 5 до 6 МПа, прочность на разрыв боАее 0,4 МПа, прочность на сжатие не менее 1,12 МПа, т.к такие показатехыи удовАетворяют требования производства дАя смесей на ЖС. БыАа поАучена оптимаАьная обАасть значений - четырехугоАьник АБСД, каждая точка которого удовАетворяет требованиям техноАогического процеса приготов-

-І.

'-':5"'|

МПа сшгнб п:

'І

_ _ __ _ __

____"_;-- 0,15 2

'І '."

111,5

.-'-

_'-11-________

'д:2'

Прпчнпст нь

4,5

_'__*----~-_______ .5 ' '_---г"Ы ш,-4 ҐІІІІІ

Количество ЖСЁ, 'Ч--*п

Нилтвп:-Ічеп: ФОШШ, 'Ч-*Ь

5_5

Рис. 1. Влияние кол-ва ЖС с 6 мас. ч. ТЭА и ФОПЦК на прочность смеси на изгиб: А - область показаний прочности на изгиб от 4,00 до 6,00 МПа; Б - область показаний прочности на изгиб от 6, 00 до 8,00 МПа Аения смеси. СтреАками показано направАение в сторону увеАичения прочности смеси на разрыв и сжатие и в сторону уменьшения прочности смеси на изгиб. ИспоАьзование номограммы позвоАяет: 1) стабшыизировать свойства ХТС в промышАенных усАовиях и дает возможность дАя заданной прочности на сжатие, изгиб

0,42

и опредеАить необходимый состав смеси; 2) корректировать параметры процесса приготовАения смеси за счет изменения коАичества составАяющих смеси. Анакиз даннях проведеного эксперимента показаА, что значения прочности на сжатие смеси на хромитовом песке имеют боАее высокие показатеАи по сравнекг

_ .

0,44

5:?

1:. м

------ 121,5 .-"ІІ-

.± ш 5 .-'"-

ІПрпчнпс \~на11нзрыв Шнть шяь

+---_________ 4,5

І__.'

.-'

___"'*Т------_____

Еплнчвс твп ЁЁІЁЦЁ, 'Ё-'п

.-'

-.____

__*-----Е 0,4

'Ч-*Ь Кплтгествп ч ФПМ,

5.5

Рис. 2. Влияние кол-ва ЖС с 6 мас. ч. ТЭА и ФОПЦК на прочность смеси на разрыв: А - область показаний прочности на изгиб от 0,44 до 0,48 МПа; Б - область показаний прочности на изгиб от 0,4 до 0,44 МПа; В - область показаний прочности на изгиб от 0,36 до 0,4 МПа

Іш 13!!! март 21115

ства ХТС в усАовиях Аитеиного цеха и дает возможность дАя заданной прочности на изгиб, разрыв и сжатие опредеАить необходимый состав смеси. 4. ИссАедования показаАи возможность испоАьзования в Аитейном производстве дАя ХТС смеси на ЖС с ФОПЦК на хромитовых \1

ПЄСКаХ.

шгё І.. Список литературы: 1. Голосраев А.Н., Технология Ґ` 13-:--'П литейной формы / А.Н. ГолофаЁ.-"| І “'*5.3 -Ъ?-Ь [›-Ь___д с:_ ев, В.И. Аагута, Г.В. Хинчаков. П1шчнш: навтиьсит:-1е.1*ь~Шп Ауганск: Издательство ВНУ, "".ІЬ ._|. 4:-. .Ш Вїпш-Ічествп ФОШЦЁ,'Ё-"Ь 2001. - 264 с. -г-,Ц Ш 2. Кукуй, Д.М. Теория и техноВїплпч ес твп ЖЁ. 'Ё--"Ь Ё логия литейного производства / Д.М. Кукуй, В.А. Скворцов, В.К. Эктова. - Минск: Дизайн ПРО, 2000. 416 с. Рис. 3. Влияние кол-ва ЖС с 6 мас. ч. ТЭА и ФОПЦК на прочность З. Гуляев, Б. Б. Планирование смеси на сжатие: А - область показаний прочности на изгиб эксперимента при разработке от 1,00 до 1, 12 МПа; Б - область показаний прочности на изгиб составов формовочных смесей / от 1,20 до 1,40 МПа Б.Б. Гуляев // Специальные способы литья. - А.: Машиностроение, 5 _ 1974. - С. 58-67. 4. Пономаренко О.И. Оптими5 д В зация технологических решений _ І І Е _ 7 ї 'Ч для цехов литейного производ4 _ ства: Монография / О.И. Поно-І-Р нзг. = 5 ЬШа маренко. - Харьков: НТУ «ХПИ», " -Ш-Р нзг.=5 ЬШа 2007. - 320 с. 3 _ -І-Рразр.=ЁІ,4 1ч'ІІа 5. Берлизева, Т.В. Влияние -<ІІ>-Р аж. = 1,12 1д*Ша фурфурилоксипропилциклокарбонатов (ФОПЦК) с различныКпшттвпчес ЖСЧми добавками на свойства ХТС 1"---1-_ на жидком стекле / Т.В. Бер4 --._- --1 лизева, О.И. Пономаренко, А.М. Каратеев, Д.А. Аитвинов // Компрессорное и энергетиче0,3 0,5 0,7 0 9 1 1 ское машиностроение, 2013. Наш-Ічествп ФОМ, Ч-“Ь 1\@3.- С. 26-29. 6. Берлизева Т.В. ИспольРис. 4. Номограмма для определения оптимального состава смеси зование холоднотвердеюших на основе ЖС с 6 мас. ч ТЭА и ФОПЦК смесей на жидком стекле с принию с кварцевыми песками. Так, на основе жидкого стекАа с фурменением циклокарбонатов / фуриАоксипропидцикдокарбонадАя кварцевого песка прочность Т.В. Берлизева // Вестник НТУ «ХПИ», 1\ї9 42 (1015). - 2013. том (ФОПЦК), триэтаншыамином и на сжатие дАя смеси с содержахромитовым песком. Разработаны нием ЖС 4,0%, ФОПЦК 0,5% и С. 21-26. математические моде./ми свойств ТЭА 6% составАяет 1, 074 МПа, 7. Берлизева Т.В. Моделироа дАя хромитового песка прочсмесей на хромитовых песках. вание и оптимизация свойств ность на сжатие дАя смеси с тем 2. ОпредеАено оптимаАьное сохолоднотвердеюших смесей на держание ФОПЦК и триэтаноАаже содержанием компонентов основе жидкого стекла и фурфумина в смеси на основе хромитосоставАяет 1, 127 МПа. рилоксипропилциклокарбонатов / вого песка. Выводы: Т.В. Берлизева, О.И. Пономаренко 3. ИспоАьзование номограммы 1. УстановАены закономерно// Аитейное производство, 201 4. позвоАяет стабиАизировать свойсти взаимодействия связующего М 4.- С. 21-23.

0,4 -

[15

'ц'пп 'ІІІІ І Ц-І 'ц"-І

Ш'І

_ тд

,д Т

М..-"

'НЕ

Технология

УДК 621.924.5

Предложена кинематическая схема обработки подіиипниковых іиеек валов колеблющимися брусками с двухсторонним охватом обрабатываемой поверхности вала и жёсткой кинематической связью между брусками и прижимом брусков к изделию с заданной силой через тормозящиеся звенья. Ключевые слова: суперфиниіиирование, точность формы, технологическая система. Запропонована кінематична схема обробки підшипникових шийок валів коливальними брусками із двостороннім охопленням оброблювальної поверхні валу та жорстким кінематичним зв'язком між брусками та притисканням брусків до виробу із заданою силою через гальмівні ланки. Ключові слова: суперфінішування, точність форми, технологічна система. Т11е Кіпетаііс зсіїете [от ргосеззіпу Ьу Лисіиаііпу шїьеізіопез ш11іс11 Иаие Ьііаіегаі соиегауе 0] а ргосеззесі зигўасе 0] а зїтаїі апсі гіуісі Ісіпетаііс соттипісаііоп Ьеішееп шітеізіопез апсі а сІір оішїтеізіопез го а ртооїисі шіііт а зеі [огсе іітгоиуїі Ьеіпу Ьгаісесі Ііпісз із оўегеєі. Кеушогсїз: зирецїпізітіпу, [огт ассигасу, 1їесІ1поІо9ісаІ зузіет.

а химических предприятиях Украины серная

кисАота в боАьших объёмах производится на агрегатах центробежного типа Э 1700- 1 12М [1]. Одной из основных детаАей центробежного нагнетатеАя явАяется ваА. Конструкция ваАа имеет поверхности, которые значитеАьно вАияют на надёжность и додговечность агрегата. К таким поверхностям относятся подшипниковые шейки. По требованиям чертежа точность геометрической формы поверхности шейки ваАа (некругАость и радиадьное биение) не доАжна превышать 0,01 мм, а шероховатость поверхности Ка=О,З2 мкм. АнаАиз отдедочного этапа обработки этих поверхностей на предприятии-изготовитеАе показаА, что посАе операции суперфиниширования бо./хее 42% поверхностей шеек имеют не выведенную погрешность формы в поперечном сечении, дефекты в виде отдеАьных царапин, задиров. Это отрицатеАьно сказывается на работе издеАия, снижая его надёжность и доАговечность. Устранить недостаток можно, разработав новые кинематические усАовия дАя операции суперфиниширования.

ИссАедования [2-5] показаАи, что устранение исходной погрешности формы шейки ваАа зависит от режущей способности брусков и жёсткости техноАогической системы (ТС). В производственных усАовиях широко применяются две схемы обработки коАебАющимися брусками (рис. 1 и 2). По первой схеме (рис. 1) бруски расподожены с одной стороны шейки ваАа и прижимаются к обрабатываемой поверхности непосредственно пневматическим иАи гидрав/ыическим циАиндром, жёстко закрепАённь1м на станке, Аибо усидие передаётся на брусок через упругий эАемент (например, пружину), снижающий жёсткость ТС. Схема позводяет снизить огранку, овадьность, во/ынистость до 1О...15 мкм, а некругдость поверхности - до 10 мкм. Вторая схема (рис. 2) предусматривает прижим абразивных брусков с двух сторон. Бруски прижимаются к обрабатываемой поверхности детаАи под действием механизма радиаАьной подачи, размещённого в суперфинишной гоАовке, которая произвоАьно устанавдиваться по оси обрабатываемой шейки ваАа. Интенсивность устранения овадьности по второй

схеме выше, но, радиадьное биение обрабатываемой шейки относитеАьно оси вращения не снижается. ИссАедования [2, 4] показаАи, что огранка и воднистость (1,5...З мкм) устраняется за счёт размеров брусков. ЕсАи рабочая поверхность бруска превышает дАину воАны в поперечном сечении обрабатываемой поверхности детаАи, то устранение таких погрешностеи имеет одинаковую интенсивность дАя всех схем суперфиниширования и не зависит от жёсткости ТС. Рассмотрим схемы (рис. 1 и 2) обработки коАебАющимися абразивными брусками ваАов на центровом станке, не принимая во внимание погрешности центров станка и центровых отверстий обрабатываемых ваАов. ВАияние допуска кругдости центров станка и центровых отверстий на ис\1

ПРЗВАЄНИЄ

ИСХОДНОЙ

ПОГРЄПІНОСТИ

обрабатываемых детаАеи ранее опредедено экспериментаАьно [2]. УстановАено [4], что основной причиной уменьшения некругАости циАиндрических поверхностей детаАей при обработке абразивными брусками, явАяется переменное удеАьное давдение брусков на обрабатываемую поверхность, вызываемое этой некругАостью. Из рис. 1 ми

ІЫ 13!!! март 21115

видно, что при повороте ва./ха на угоА <р, в момент контакта бруска с поверхностью, выступающей за предеды вписанной окружности, всАедствие упругого перемещения эАементов ТС, вызванного коАебанием припуска, возрастает усиАие прижима бруска. ИссАедования [4] позвоАиАи опредеАить время обработки т, за которое устраняется исходная погрешность формы цидиндрическои поверхности до требуемои веАичины: 1__(</п-Р-р0_1пАКН, 7/-К АКК

Ё Ё $

Ь. _ І/

з<

“ж

Н, =(о,15...о,з5)~с= = (о,15...о,з5) - 392,5 в (59...1зз) мм, (2)

Ёїї

(1)

где Р - пАощадь рабочей поверхности бруска, см2; п - коАичество брусков; ро - удеАьное давдение брусков, кг/ см2; у - жёсткость ТС, кг мкм; К и а - коэффициенты, подученные экспериментадьным путём; АКН - исходная (начаАьная) некругАость поверхности шейки ва/ха, мкм; АНК - требуемая (конечная) некругдость поверхности шейки ваАа, мкм. При обработке ваАов коАебАющимися брусками (рис. 2) жёсткость ТС можно принять равной жёсткости суперфинишной гоАовки с брусками, т. е. у=уСГ. Жёсткость ТС при обработке с упругим прижимом брусков к обрабатываемой поверхности можно считать равной жёсткости пружины, испоАьзуемой дАя прижима брусков, т. е. у=уПР. ДАя обработки быАи выбраны аАмазные и абразивные бруски марок АСМ2О/100/М5; АСМ2О/2ОО/ М5; 24АМ28С2Кб ГОСТ 2424-88 [1О]. КомпАект состояА из двух брусков: аАмазных с размерами адмазного сАоя ЗО×8×2 мм и абразивных 4О×4О×98 мм. Суммарная ширина бруска Нд принимадась от 0,15 до 0,35 дАины окружности наибоАьшей обрабатываемой поверхности И125(-0,20;-0,24) мм и рассчитываАась по формуде

ф*

`\`_'

4? /

Рис. 1. Схема обработки с односторонним пршкимом абразивных брусков

ІІІ

1 0*! 9

Ф*

“ЦК

ыф* %

Ё \\

49." /°~.._

\ /

Р Рис. 2. Схема обработки с двухсторонним прижимом абразивных брусков на двух брусков составит 80 мм, то это удовАетворяет рекомендуемому диапазону. Обрабатыва/ыась подшипниковая шейка ваАа ®125(-0,20;-0,24)

где С=тсВ=З,14-125 = 392,5 мм -

мм и дАиной

дАина окружности; В=125 мм - наибоАьший диаметр обрабатываемой поверхности. Принимаем ширину бруска 40 мм, а так как суммарная шири-

ваАа - стаАь 45 ГОСТ 1050-88. Твёрдость шейки ва/ха НКСЭЗОШЗ5. Обработка веАась на модернизированном станке моде./ми 3872 [11, 12]. Исходная шероховатость поверхно-

110 мм.

МатериаА

сти обеспечиваАась предваритеАьной обработкой способом двойной осцишхяции брусков и составиАа диапазон Ка=(О,бЗ...1,25) мкм [1О, 11]. Режимы суперфиниширования: скорость заготовки Т/д=29,5 м/ мин; частота вращения заготовки п=7 5 об/ мин; чисАо осевых коАебаний гоАовки п,Ж=42О дв. ход/ мин; ампАитуда коАебаний И = З мм; уси-

Аие прижима брусков Р0=19,б кг; СОЖ - эмуАьсоА НГ./\-205 (масАяный раствор суАьфоната натрия, масАо марки АС-6,5 и пассивирующие добавки). ПоАученные экспериментаАьные зависимости съёма метаААа от времени обработки представАены на рис. З. Построив эти зависимости в Аогарифмических координатах и обработав их математически, поАучим эмпирические формуАы, действитеАьные в диапазоне времени 0...б0 с: - дАя адмазных брусков АСМ20, 100%, М5 О = 0,36- г°;66 ; - дАя адмазных брусков АСМ20, 200%, М5 О = 0,4- г°*бб; - дАя абразивных брусков 24АМ28С2Кб О = 0, 2 - г°*95, где О - съём метаААа на диаметр, мкм. Примем коэффициент жёсткости ТС УСГ = 1500 кг/ мм (ориентировочное значение жесткости кругхюшдифовальных станков) . Вычисдим время, необходимое дАя устранения исходной некругАости до требуемой чертежом по формуАе (1):

\/ 196 '

г= 0,66

15-018

-111

12 10

251 с.

В сАучае применения абразивных брусков 24АМ28С2Кб время составит:

г= Огбї-Іпё 229 с. 1,5-0,1 10

АСМ20/100М5

(1-З)

мак = мен -Є “РО .

(з)

В свою очередь, преобразовав формуАу (З), поАучим: Ё Ар = іАКН -е "РР0 , п-Р

(4)

роховатость и дефектный сАой, образующийся в резуАьтате предшествующей обработки. Таким образом, удеАьное давАение брусков выбирается с таким расчётом, чтобы за минимадьно короткое время в направдении наименьшего радиуса обрабатываемой заготовки быА снят требуемыи припуск. ДАя этого доАжно быть выдержано усАовие: мг

Р = Ар Ѕ РМ

(5)

где р - удедьное давАение брусков в направАении наименьшего радиуса обрабатываемой заготовки, кг/ см2; рдоп - допускаемое (максима/ыьное) давАение дАя брусков заданной характеристики, кг/см2.

где Ар - уведичение удеАьного давАения брусков, кг/ см2. На рис. 5 представдены зависимости Ар = ]Ё,,(т) и АК=Д(т) дАя аАмазнь1х брусков АСМ20/ 100 / М5 (1\І91 и 1\І92) и абразивных брусков 24АМ28С2Кб (1\І93 и 1\І94), поАученные расчётным путём по форму-

Выводы С уведичением жёсткости ТС интенсивность исправдения нача/ыьной (исходной) кругАости шеек ваАов при обработке суперфинишированием возрастает. Причём интенсивность исправхыения погрешности при обработке абразивными брусками выше, чем при обработке адмазными брусками. ИсправАение кругАости, радиадьного биения цеАесообразно выпоАнять суперфинишным устройством охватывающего типа, а абразивные бруски в направдении радиаАьной подачи необходимо жёстко соединить с концом штока гидрав./ыического циАиндра подачи.

Аам (З) и (4) при у = 1500 кг/мм и АКН = 12 мкм.

Из рис. 5 видно, что посАе 60 с работы а/ымазными брусками приращение удеАьного давдения снижается с З,75 до 3,1 кг/см2, а при работе абразивными брусками - с 1,5 до 1,0 кг/см2. Помимо устранения исходной погрешности, необходимо удаАять исходную ше-

_\1Ь:.\1

На рис. 4 приведены зависимости т=]Ъ(АКН/АНК), которые рассчитывадись по форму./хе (1) дАя аАмазных

Уменьшение кругАости с увеАичением времени обработки замедАяется. Это объясняется как уменьшением скорости съёма мета_/ша, так и снижением кругАости обрабатываемой заготовки, а, сАедоватедьно, повышением удеАьного давАения, расходуемого на устранение кругдости. Преобразуем формуАу (2) и поАучим:

2 -/АМ28("2К6

абразивных брусков 24АМ28С2Кб

(4)Подученные значения времени соответствуют разАичным значениям жёсткости ТС, которая изменяАась в диапазоне 500-1500 кг/мм. Как видно из рис. 5, увеАичение жёсткости ТС с 500 до 1500 кг/мм при обработке адмазными брусками позвоАяет за 60 секунд повысить интенсивность исправАения кругдости в (1,07...1,21) раз. Применение абразивнь1х брусков, обАадающих боАее высокой режущей способностью по сравнению с аАмазными брусками, позводяет повысить исправАение исходной кругАости в 1,42 раза.

А(_`]\/128. 200% , М5

Агмзо, 100% , М5

4 .« 3 30

ЕС

Рис. 3. Зависимость съёма металла от времени обработки

ІІ21 13!!! МЩП 21115

ДАя исправАения начаАьной (исходной) круг/ыости и радиаАьного биения подшипниковых шеек ваАов обработку сАедует вести абразивными брусками, имеющими высокие режущие свойства, которые сохраняются при изменении уде/ыьных дав/ыений в широком диапазоне.

СС

-І

60 Іг

50 -І 0

Список литературы: 1. Нагнетатель центробежный Э 1 700-1 1 -2М. Техническое описание и инструкция по эксплуатации 398Н-Т / Сумы, 1990. - 58 с. 2. Акилов А. И. Исследование нестационарных режимов процесса суперфинишной обработки шеек коленчатых валов: автореф. дис. канд. техн. наук: 05. 02. 08 / А. И. Акилов. - Челябинск, 1979. 1 7 с. 3. Гришкевич А. В. Исследование размерной суперфинишной обработки деталей машин: автореф. дис. канд. техн. наук: 05. 02. 08 / А. В. Гришкевич. - Харьков, 1975. 23 с. 4. Фрагин И. Е. Новое в хонинговании / И. Е. Фрагин. - М.: Машиностроение, 1980. - 96 с. 5. Яіцерицын П. И. Тонкие доводочные процессы обработки деталей машин и приборов / П. И. Яъцерицын, А. Г. Зайцева, А. И. Барботько - Минск: Наука и техника, 1976. - 328 с. 6. Кремень 3. И. Хонингование и суперфиниширование деталей / З. И. Кремень, И. Х. Стратиевский. А. : Машиностроение, 1988. 1 37 с. 7. Савчук В. И. Суперфиниширование с радиально-колеблюш,имися абразивными брусками / В. И. Савчук, А. В. Гришкевич, В. А. Горбенко. // Вестник машиностроения. - 1979. -М 8.- С. 47-49. 8. Гришкевич А. В. Способ отделочной обработки стальных закалённых деталей / А. В. Гришкевич, В. А. Капуста, О. А. Топоров. // Вестникмашиностроения. - 1 973. Мг 9. -С. 55-57. 9. Волков І. В. Підвиіцення продуктивності процесу вібраційноі обробки деталей на оздоблювальних і зміцнюючих операціях: автореф. дис. канд. техн. наук: 05.02.08 / І. В. Волков. - Маріуполь, 2008. - 20 с. 10. Савчук В. И. Исследование технологических особенностей от-

20 /0

, ,./ 1,05

1.1 1.15 1.3 1.25 1.5

1.351.-1

1.-/5 АКН АКА

Рис. 4. Время обработки, необходимое для устранения заданного биения и погрешности формы: 1 - у = 500 кг/мм; 2 - у = 1000 кг/мм 3и4-у= 1500кг/мм

'Ё

.1ж_н М

М ин ' -І

_)Ьч' ($111)

Н 12

.)Ё'2' (ШЁЁ)

_? -_

10 Н

"'*-~

.\Ё'_5' (ДК) (3 -І

2 0 (Ё

1 14",-'

1 ЁІҐЁ

І 312*

г -ЁҐЁ

1 ЁҐ1

.`\Ё4' (др)

1 РР015* Ё С

Рис. 5. Зависимость увеличения удельного давления Ар и уменьшение погрешности формы ДК от времени обработки т делочной обработки валов способом двойной осцилляции брусков: дис. кандидата техн. наук: 05.02.08 / В. И. Савчук. - Челябинск, 1981. 1 79 с. 1 1. Савчук В. И. Методика расчёта оптимальных характеристик суперфинишных устройств

/ В.И. Савчук // Вісник СумДУ 2000. - 1\/'9 19. - С. 135 - 141. 12. Патент М›811б2 Украіна, МПКВ24В 35/ 00. Суперфінішна головка / В. І. Савчук, М. О. Телєтов, В О. Іванов (Україна). - 1\ї2а200512383 заявл. 22.12.2005;опубл. 10.12.2007 бюл.1\ї99.