КЕМ (Compressor and power machine industry) 2(40) 2015 by journal.mikem

Содержание № 2(40)

К сведению авторов журнала ........ 2 Пам'яті видатному інженеру, вченому, винахідникові – панові Радзієвському В'ячеславу Миколайовичу ............. 3 ПРОБЛЕМЫ И РЕШЕНИЯ Кирик Г. В., Жарков П. Е. Обоснование режимных параметров шахтного компрессорного оборудования ...... 6 ИССЛЕДОВАНИЯ Макаренко В. Д., Бондарев А. А., Макаренко Ю. В., Тараборкин Л. А. Исследование трещиностойкости инженерных стальных конструкций нефтяного назначения .................................... 11 Смирнов А. В., Нефедов А. Н., Скорик А. В., Зинченко И. Н. Исследование течения газа в высокоэффективном центробежном компрессоре

газоперекачивающего агрегата нового поколения ......................... 16 Хижняк О. В., Хижняк В. Г., Харченко Н. А. Зносостійкі багатокомпонентні карбідні Тi, V, Cr покриття на сталі У10А та твердому сплаві Т15К6 .................. 22 ПРОЕКТИРОВАНИЕ И МОДЕЛИРОВАНИЕ Канюк Г. И., Мезеря А. Ю., Близниченко Е. Н. Математическое моделирование систем регулирования турбогенераторных установок....... 27 Салтанова Л. М., Лугова С. О., Криштоп І. В. Планування багатофакторного віртуального експерименту для дослідження вихрового ступеня .... 32 ТЕХНОЛОГИЯ Shvets S. V., Shvets U. S. A calculating system of cutting conditions ....................... 35

Кирик Г. В., Ткаченко Г. Г. Разработка методов и способов повышения надежности и долговечности компрессорных установок горных машин с применением высокотемпературной вакуумной пайки........................... 40 Нешта А. А., Криворучко Д. В. Анализ производительности обработки винтовых поверхностей ................................. 46 ДИАГНОСТИКА Базалеев Н. И., Брюховецкий В. В., Клепиков В. Ф., Литвиненко В. В., Прохоренко Е. М. Особенности обнаружения дефектов в металлах при циклических напряжениях методом динамической термографии ......... 50 Авторское соглашение ................... 56

К сведению авторов журнала Научные статьи, предлагаемые к публикации в журнале «Компрессорное и энергетическое машиностроение», принимаются к печати на украинском, русском или английском языках при соблюдении следующих условий. Научные статьи должны содержать такие элементы: – постановка проблемы в общем виде и ее связь с важными научными или практическими задачами; – анализ последних исследований и публикаций, в которых положено начало решению данной проблемы и на которые опирается автор; – выделение нерешенных ранее составляющих общей проблемы, которым посвящается статья; – формулировка целей статьи (постановка задачи); – изложение основного материала исследования с полным обоснованием полученных научных результатов; – выводы по данному исследованию и перспективы дальнейших разработок в данном направлении. Все статьи проходят независимую закрытую рецензию. Для публикации в журнале авторам в электронном виде через электронную почту журнала (kem@ukrrosmetall.com.ua) необходимо предоставить следующие материалы: – статья1 (на русском, украинском или английском языках); – материалы, приведенные в таблице 1; – фото рецензии представителя сторонней организации (д-р. или канд. техн. наук), заверенную в установленном порядке; – сведения об авторах, оформленных в соответствии с требованиями, представленными на веб-сервисе сайта журнала http://journal.mikem.com.ua/. Таблица 1 Язык материалов

Название статьи

Аннотация2

Русский

Английский

References3

Язык оформления статьи Русский

Украинский Русский

Украинский

Английский

+ Украинский +

Русский

Английский

Украинский Английский

Примечание 1. Требование к оформлению: – текст статьи должен быть набран в программе «Microsoft Word»; – формулы должны быть набраны в редакторе формул MathType; – графики, диаграммы, схемы, фотографии и т. п., расположенные по ходу статьи должны иметь ссылку по тексту, номер, название, пояснение, например: Рис. 1 – Общий вид установки: а) баллон; б) трубопровод; – дополнительно отдельными файлами следует приложить все графики, диаграммы, схемы (желательно с прозрачным фоном), фотографии и т. п. в программах, в которых они первоначально были созданы, или в формате TIFF, разрешением 300 dpi, модели CMYK; – фотографии – размере не менее формата А5 разрешением 300 dpi модели CMYK; – эскизы, фрагментарные чертежи, диаграммы, графики, схемы и т. п. – в программах «AutoCAD», «3Dmax», «Photos»: версии 6–7, «CorelDRAW» версиях 9–11 (с отдельным приложением используемых шрифтов – системные шрифты не использовать. Примечание 2. Размер аннотация на русском и английском языках: от 250 до 500 символов. Размер аннотации на украинском языке до 250 символов. В аннотациях необходимо представить такие аспекты: 1) цель статьи (одним предложением); 2) что сделано автором с указанием научной новизны и практического значения; 3) основные выводы и перспективы дальнейших исследований.

Примечание 3. К аннотации на английском языке прилагается список литературы (представленна на веб-сервисе сайта журнала http://journal.mikem.com.ua), оформленный по требованиям международных библиографических стандартов ДСТУ ГОСТ 7.1:2006 и АРА. Литературные источники кириллицей транслитерируются латинскими буквами.

ВНИМАНИЕ! При отсутствии одного из перечисленных компонентов, наличии большого количества стилистических, орфографических и грамматических ошибок, а также при оформлении не по требованиям материалы редколлегией к рассмотрению не принимаются и не рецензируются.

Компрессорное и энергетическое машиностроение №2 (40) июнь 2015

ПАМ'ЯТІ ВИДАТНОМУ ІНЖЕНЕРУ, ВЧЕНОМУ, ВИНАХІДНИКОВІ – РАДЗІЄВСЬКОМУ В'ЯЧЕСЛАВУ МИКОЛАЙОВИЧУ

Шановні колеги, автори та читачі Науково-виробничого та інформаційного журналу «Компресорне та енергетичне машинобудування» 13 травня 2015 року пішов з життя талановитий інженер, великий винахідник, вчений та просто гарна людина Радзієвський В’ячеслав Миколайович. В’ячеслав Миколайович впродовж останніх років був головним редактором журналу, який Ви тримаєте у своїх руках. Завдяки йому Ми маємо унікальне інформаційно-фахове видання в галузі машинобудування на теренах України, та що говорити, на всьому просторі колишнього СРСР. Але ж давайте все з початку... Дитинство. Пан Родзієвський В. М. народився 3 листопада 1936 року в містечку Гнівань Вінницької області України в сім’ї робітників. ... «…Так сталося в моєму житті, що всі спогади, які залишилися з дитинства, означені жахливим словом «Війна»… 1944 рік, десь далеко, за межами країни, гуркоче війна, а в містечку Гнівань починається мирне життя. Батьки готують мене до школи. Що одягнути? Мати уміє шити, має

ручну швейну машинку «Зінгер». Із старого одягу мудрує штанці, сорочки. На зиму коротке пальто на ваті із солдатського полотна кольору хакі. На плече – сумка із протигазу. Пуста. Книжок немає, олівців немає, зошитів теж. Батько здобув десь типографський папір в клітинку, порізані в розмір листи зшиваються в зошит. Зошити також виготовляли зі старих газет, писали між рядками…». «Незабутнє» – не закінчена повість життя.

Юність

... «…Повернуся до нашої попівської хати. Чому попівської? Хазяїном був піп, священик. Репресований і зник в таборах… В ній посилився мій батько. Природно, що я дослідив, обнишпорив всю садибу… Пошуки попівських скарбів, а цим я займався, завершилися вдачею. В кутку в лахмітті була захована скринька. А в ній – колекція старовинних монет… Ціна у них була

технології зварювального виробництва» та отримав кваліфікацію інженера-механіка. Виробництво З 1959 року по 1964 рік Радзієвський В.М. працював на Сумському машинобудівному заводі ім. М. В. Фрунзе, спочатку простим інженером, а згодом завідувачем бюро. В кінці 1964 року в газеті «Ленінська правда» було опубліковано об’яву, щодо організації в м. Суми НДІтехмаш. За згодою керівництва області та міста з заводів були переведені до цього НДІ п’ятдесят кваліфікованих інженерних робітників, серед яких, в якості начальника зварювальної лабораторії, був і В’ячеслав Миколайович. Підприємство змінювало статус та назву: «ВНИИкомпрессормаш, НИИкомпрессормаш, ОАО«НИКМАС», ОАО «НПАО ВНИИкомпрессормаш», але ж «Всё решают кадры» (див. «ВНИИкомпрессормаш. Создание и созидание / Радзиевский В.Н. Жарков П.Е., Подошев Г.С. – Сумы: ООО «Печатный дом «Папирус», 2014. – 256 С .). велика, а розуму у мене і знання малі…». «Незабутнє» – не закінчена повість життя. Колекцію було обміняно на справжній револьвер, який було згодом загублено. Але ж той факт що колекцію виміняв нащадок попа, який приїжджав на літній відпочинок з міста Києва та пропанував не один раз: колекцію марок, шкіряний м’яч, папугу в клітці, говорить сам за себе, щодо цінності найдених скарбів та хто ними бажав заволодіти. ... «…Я в старших класах захоплювався любительським радіо… Я ж зібрав приймач і окремо підсилювач звукових частот… Це був прообраз радіоли, яка набагато пізніше з’явилася на радіозаводах для продажу населенню...». «Незабутнє» – не закінчена повість життя. Студентство В 1954 році В’ячеслав Миколайович вступив до Київського ордена Леніна політехнічного інституту (зараз Національний технічний університет України «Київський політехнічний інститут»). Який у 1959 році успішно закінчив за спеціальністю «Устаткування та

Наукова праця в дослідному інституті, участь у різних наукових заходах: семінарах, конференціях, з’їздах тощо, дуже позитивно вплинула на успіхи Радзієвського В. М. Так у травні 1974 року В’ячеслав Миколайович було присвоєно вчену ступень кандидата технічних наук (МТН № 104404, тема роботи «Дослідження, розробка та впровадження припоїв і технологій паяння робочих коліс відцентрових компресорів»). У листопаді 1999 року – вчена ступень доктора технічних наук (ДТ №004502, тема роботи «Дослідження фізикометалургійних процесів створення технології та матеріалів для високотемпературного паяння великогабаритних стальних конструкцій при широкому паяльному зазорі»). За період роботи в дослідних установах було отримано 32 авторські свідоцтва. З січня 2009 року В’ячеслав Миколайович займався освітянською діяльністю: підготовка магістрів за спеціальністю «Прикладне матеріалознавство» на факультеті технічних систем та енергоефективних технологій Сумського державного університету. За цей час, завдяки багатому виробничому досвіду вчителя та вихователя, професора Радзівського В.М., студенти СумДУ кожен рік займали призові місця на конкурсах Всеукраїнських студентських наукових робіт з напрямку матеріалознавство. ... «…Підсумовуючи свою наукову діяльність, я за останні роки написав і видав п’ять монографій по фаху. Освоїв технологію формування книги. До ювілею наукового інституту, в якому я безперервно працював 50 років, підготував ілюстровану історичну книгу. Набутий досвід збагачений тим, що працюючи над книгами, освоїв комп’ютерну техніку їх формування. А це вагомо. Комп’ютер це не тільки друкарська машинка, але надзвичайно розумний високопродуктивний помічник автора…». «Незабутнє» – не закінчена повість життя. Загалом В’ячеслав Миколайович підготував та видав біля 200 наукових праць.

Він мав особливий дар стосовно підготовки, реалізації та впровадження своїх ідей. ... «…Після прийняття рішення занурююсь в особливий для себе стан. Ідея оволодіває мною і наполегливо заповнює мозок, вимагає уваги. Найкраще люблю працювати мандруючи по знайомим протоптаним стежкам понад річкою, лугом, лісом. Зір відслідковує тільки щось нове і цікаве, а думка про книгу кучерявиться, одягається словами щоб потім матеріалізуватись на папері. Тобто це означає, що думаю я словами, мислення у мене раціональне. Для нього потрібна тільки одна половина мозку, а для продуктивного мислення бажано гарно знати мову, що багата синонімами, несподіваними словосполученнями. Так, але в одяг думки постійно втручаються образи. Кожен з них потребує десятки, сотні слів для їх словесного подання. Наприклад, квітка, рослина, метелик, колесо, автівка. Погоджуюсь, що думка одягається і образним мисленням, тим що з другої половини мозку. А хіба абстрактне мислення, що відслідковує такі явища як музика, колір, рух, час не втручаються в роботу думки? Іноді буває таке з самого ранку після сну – думку заполоняє мила для душі пісня. А тут весь

комплекс – поєднання слова, образу, музики. Заполоняє і не відпускає. Гониш її, звільняєш мозок для раціональності. Не відпускає. Що правда, це буває тільки іноді і пов’язано, мабуть, з фазами місяця, спалахами на сонці, або просто від щирої посмішки дружини…». «Незабутнє» – не закінчена повість життя. З 2009 року Радзівський В.М. обіймав посаду головного редактора Науково-виробничого та інформаційного журналу «Компресорне та енергетичне машинобудування» та підготував до випуску 20-ть номерів цього журналу. Але ж цю статтю дозвольте завершити словами В’ячеслава Миколайовича: ... «Людина проживши життя залишає по собі слід на землі ділами – за спрощеним варіантом – будує хату, саджає дерево і народжує сина, більш гарантійно – двох, або трьох. Бо за українськими прикметами – перший парубок моторний, середущий сяк-такий, а найменший стає генієм. Отже, не словом, а ділом належить мережити за собою сліди на життєвому шляху. Неглибокі змиє дощем, запорошить пилом, а дещо значуще залишиться». «Незабутнє» – не закінчена повість життя .

Вічна Вам пам'ять, В’ячеслав Миколайович! Ви назавжди залишитеся в нашій пам’яті видатним інженером, винахідником, вченим, головним редактором та, загалом, ВЕЛИКОЮ ЛЮДИНОЮ!

Ïðîáëåìû è ðåøåíèÿ

ÓÄÊ 621.039.83

Ã. Â. Кирик, д-р теõн. наук, президент, Ï. Å. Æарков, академик ÓÒА, генералüнûé конструктор (концерн «Óкрросметалл», г. Ñумû, Óкраина)

Îáîñíîâàíèå ðåæèìíûõ ïàðàìåòðîâ øàõòíîãî êîìïðåññîðíîãî îáîðóäîâàíèÿ è ñïîñîáîâ åãî ïðèìåíåíèÿ ïðè äîáû÷å óãëÿ è ìåòàíà На основе определения закономерностей параметров шахтного компрессорного оборудования усовершенствованы методы расчета режимных параметров шахтных компрессоров и обоснованы их параметры. Разработано и внедрено энергоэффективное шахтное компрессорное оборудование и способы его применения в процессах добычи угля и метана для повышения эффективности и безопасности подземных горных работ и снижения их техногенного воздействия на окружающую среду, что имеет важное значение для добывающей отрасли страны. Ключевые слова: шахтное компрессорное оборудование, параметры, способы, добыча угля и метана На основі визначення закономірностей параметрів шахтного компресорного устаткування вдосконалені методи розрахунку режимних параметрів шахтних компресорів та обгрунтовані їх параметри. Розроблено та впроваджено енергоефективне шахтне компресорне обладнання та способи його застосування в процесах видобутку вугілля метану для підвищення ефективності та безпеки підземних гірничих робіт і зниження їх техногенного впливу на навколишнє середовище, що має важливе значення для добувної галузі країни. Ключові слова: шахтне компресорне обладнання, параметри, способи, видобуток вугілля і метану On the basis of the definition of the parameters of the laws of mine compressor equipment improved methods of calculating the regime parameters of mine compressors and justified their parameters. Developed and implemented energy-efficient compressors, mining equipment and methods for its use in processes for the production of coal and methane to improve the efficiency and safety of underground mining operations and reduce their anthropogenic impact on the environment, which is important for the mining industry in the country. Keywords: mine compressors, parameters, methods, coal mining and methane

ля успешного функционирования отрасли необходимо ускорить техническое переоснащение и комплексное обновление шахтного основного фонда. Совершенствование системы обеспечения шахт сжатым воздухом является одним из основных направлений энергосбережения в угольной отрасли. В табл. 1 приведены данные о парке компрессоров, эксплуатируемых на предприятиях угольной промышленности Украины [1 – 4]. Альтернативой существующей технологии производства, основанной на размещении мощных компрессорных станций на поверхности шахт, является создание на базе передвижных шахтных винтовых компрессорных установок модульных подземных компрессорных станций, а также размещение передвижных винтовых компрессорных станций непосредственно в забоях, в том числе и тупиковых, оптимально приближенных к подземным потребителям сжатого воздуха. В работе [5] обосновано переход от схемы централизованного воздухоснабжения шахт к локальным компрессорным станциям и произведена оценка способностей сжатого воздуха выполнить механическую работу для случая с удаленной и локальной компрессорными установками. Параметры воздуха перед потребителями локальной сети принимаем равными V1, p1, T1, а для протяженной сети равными V2, p2, T2. При этом (1) где ΔV, Δp, ΔT – потери производительности, давления, охлаждение воздуха в сети между удаленными компрессорами и потребителем соответственно.

Теоретическая механическая работа, совершаемая m кг сжатого воздуха при адиабатном расширении его до конечного давления p (в нашем случае до атмосферного pa) в пневмоустройетве или инструменте равна ;

(2)

где m=PV – массовый расход воздуха; k = 1,4 – показатель адиабаты. Подставив в это выражение вместо m, T, p их значения для состояния 1 (на выходе из компрессора) и 2 (на входе к потребителям) получим возможность сравнить величины теоретической механической работы, с учетом и без учета потерь энергии массы воздуха в трубопроводе. В качестве примера рассмотрим пневмосистему, в которой потери на утечку воздуха составляют 10 %, потери на гидравлическое сопротивление – 0,5 кг/см2, охлаждение воздуха происходит на 40 °С. Параметры воздуха на нагнетании, компрессора: p1 = 8 кг/см2, t1 = 60 °C. Определим коэффициент недоиспользования сжатого воздуха используя вышеприведенные соотношения (1) и (2) . Таким образом, за счет потерь энергии и утечек в воздухопроводе способность воздуха совершать механическую работу снижается на 24 %. Возможна и

Компрессорное и энергетическое машиностроение №2 (40) июнь 2015

Таблица 1. Состав парка компрессоров на предприятиях угольной промышленности Украины Типы компрессоров, страна изготовитель

Производительность, м3/мин

Общее количество по типам, шт.

Марки винтовых компрессорных установок, применимых для замены

135; 250; 500

187

ВВ-50/7; ВВ-100/8

100

412

ВВ-50/7; УКВШ-15/7

20 – 30 50

132

УКВШ-15/7

20-50

200

УКВШ-15/7

1215

УКВШ-5/7

Турбокомпрессоры, Россия Поршневые компрессоры, Россия, Германия Поршневые компрессоры, Россия, Украина Винтовые компрессоры, Россия Винтовые компрессоры, Россия, Украина

другая интерпретация этого результата. Если, несмотря на потери, потребителю для нормальной работы достаточны параметры воздуха, то установив локальный компрессор, рассчитанный на эти параметры, можно сэкономить около 24 % потребляемой энергии. В реальных системах экономия от использования локальных систем может быть намного большей. Например, если потери воздуха в системе увеличатся в два раза (до 20 %) то при прочих равных условиях экономия энергии составит уже 33 %. Очевидно, что экономические преимущества локальны систем не вызывают сомнения. Усовершенствованы методы расчета режимных параметров шахтных компрессоров путем перевода на холостой ход [6]. Выполнен расчет показателей процесса регулирования. Установлены закономерности изменения длительности цикла, интервалов нагнетания и холостого хода, в зависимости от нагрузки. При производительности шахтного компрессора 50 м3/мин, объеме ресивера 50 м3, диапазоне изменения давления в ресивере от 6 до 8 кгс/см2, при относительном потреблении 0,8 длительность интервалов работы на холостом ходу составляет 2,5 мин, интервалов нагнетания – 10 мин, что соответствует примерно пяти переключениям компрессора в час. Длительность одного цикла «нагнетание – холостой ход» составляет: , где tн – длительность периода времени нагнетания; txx – длительность периода времени холостого хода; ,

Vk – номинальная производительность компрессора; Vn – текущее потребление воздуха; Q – емкость ресивера; минимально допустимое давление в ресивере; p2=pmax – максимально допустимое давление в ресивере. Комплекс

является постоянным для каж-

дого рассматриваемого случая регулирования, тогда ,

(3)

Определены показатели эффективности регулирования. Условие, при котором допустимо и целесообразно регулирование путем останова и последующего пуска двигателя , где i – допустимое количество включений в час.

Целесообразность применения регулирования включением-выключением при заданном относительном потреблении . равна

Экономия мощности, полагая что ΔN=Nн(1-q),

т.е. в 1/(1-q) раз больше, чем при переводе на холостой ход. Наиболее экономичный режим работы винтового компрессора является комбинированным, т.е. складывается из сочетания повторно кратковременного режима «включение-выключение» и условно непрерывного режима с переводом на холостой ход и обратно, при этом, необходимо избегать как чрезмерно долгих фаз холостого хода, так и слишком коротких остановок. Установлены закономерности изменения характеристик шахтной пневмосети. Основной характеристикой сети является ее объем, который складывается из объемов ресиверов, коллекторов, воздухопроводов, сепараторов, осушителей. Как следует из формулы (3), длительность циклов «нагнетание – холостой ход», а значит, и частота срабатывания регулирующей пневмосистемы прямо пропорционально зависят от объема сети. При большом объеме сети накачка ее происходит в течение длительного периода, но частота циклов мала. При малом объеме сети частота увеличивается и отрицательно сказывается на надежности пневмоприборов системы. При очень малом объеме сети скорость срабатывания пневмоприборов может оказаться ниже требуемой и система окажется неработоспособной. Минимально допустимый объем системы определяется из формулы (3) .

(4)

минимально, явНаихудшим режимом, когда . Именно для этого ляется режим потребления случая следует вычислять минимально допустимый объем сети. определяется скороМинимальное значение стью срабатывания пневмосистемы «регулятор производительности – пневмодвигатель – дисковая заслонка». В зависимости от производительности компрессора (соответственно от размеров диска, хода штока двигателя и др.) эта величина может быть принята равной 1,5 – =1,8 с. Реко2,5 сек. В данном расчете принимаем мендуемый диапазон допустимого изменения давления принимаем равным 0,6. После подстановки этих величин в формулу (4) получим зависимость, приведенную в табл. 2.

Разработана методика оценки технического уровня винтовых компрессоров [7]. Проведена оценка технического уровня компрессорной установки для комплектации буровых станков и пневмосистем шахт ВВ-32/8М1У2, показано соответствие современному техническому уровню мирового компрессоростроения. Обобщенный средневзвешенный показатель технического уровня для компрессоров общего назначения определяется по формуле:

где m1, m2, m3,…, m11 – коэффициент весомостей единичных показателей технического уровня;

– относительные единичные показатели технического уровня; Nу – удельная мощность, кВт/м3/мин; Тру – установленный ресурс до капитального ремонта, час; Mу – удельная материалоемкость компрессора, кг/м3/ мин; Qу – удельный расход охладителя (воды, воздуха), м3/мин; mу – удельный расход масла на унос, г/ час/м3/мин; Tу – установленная безотказная наработка, час; La – средний уровень звука в контрольных точках, дБА; Пэ – показатель совершенства производственного исполнения и стабильности товарного вида, балл; Кпр – коэффициент применяемости; Ппч – показатель патентной чистоты; Ппз – показатель патентной защиты. Разработаны энергоэффективные компрессорные машины: винтовая шахтная компрессорная установка; разработана установка для дегазации подземных пластов, разработана станция для утилизации шахтного газа; спроектированы мембранные азотные установки для предупреждения и тушения пожаров в горных выработках угольных шахтх, а также для реализации технологий повышения метаноотдачи угольных пластов [8 – 10]. Разработаны способы применения шахтного компрессорного оборудования: способы добычи метана, разупрочнения и дегазации углепородного массива; способ ликвидации начальной стадии под-

Таблица 2. Зависимость минимального объема сети от производительности винтового компрессора Vk, м3/мин

Q, м3

0,025

0,0625

0,125

0,3125

0,625

земных пожаров в действующей или в остановленной выработке. Освоено серийное производство подземных компрессорных установок серии УКВШ производительностью 5; 10 и 15 м3/мин. В настоящее время в подземных выработках шахт эксплуатируется более 2500 установок. Шахтные компрессорные установки типа УКВШ имеют более высокий уровень пожарной безопасности, чем применяемые ранее установки ШВ-5. За время эксплуатации не было зафиксировано ни одного случая возгорания, что имело место при эксплуатации предыдущих компрессорных установок других типов (табл. 3). Для уменьшения объемов потребления электроэнергии и повышения энергоэфективности угледобычи необходимо переоснащение угледобывающих предприятий современными энергосберегающими винтовыми компрессорами ВВ-100/8УЗ и ВВ-50/8УЗ. Внедрение этих компрессоров позволяет уменьшить потребление электрической энергии на шахтах на 84,0 млн. кВт×часов/год на сумму около 90,0 млн. грн. Подготовлена база и осуществлено переоснащение наземных компрессорных станций на угольных шахтах современными надежными винтовыми установками с возможностью оперативного дистанционного управления с центрального пульта серии НВЭ и ВВ: ВВ-65/5УЗ, ВВ-50/8ВУЗ, ВВ-40/8УЗ, ВВ-25/8АУЗ, НВЭ-22/8УЗ, НВЭ-12/0,7УЗ, НВЭ-10/0,7МУЗ (рис. 1).

Рис. 1. Компрессорные установки серии ВВ и НВЭ для комплектования наземных КС шахт

Таблица 3. Технические параметры установок УКВШ

Марка станции

Максимальное давление нагнетания, бар

Производительность, нм/мин

Мощность электродвигателя, кВт

Габаритные размеры агрегата, мм, не более

Масса, кг

УКВШ-5/7

5; 6; 7,5

37; 55

2200х1050х1500

1680

УКВШ-10/7

3200х1100х1400

2800

УКВШ-15/7

3140х1140х1600

2900

УКВШ-7,5/7

7,5

2200х1050х1500

1700

Компрессорное и энергетическое машиностроение №2 (40) июнь 2015

Рис. 3. Работа дивизиона азотных передвижных станций при тушении пожара на шахте им. А.Ф. Засядько (г. Донецк) Рис. 2. Передвижная азотная станция АМВП15/0,7 С У1 В военизированных горноспасательных отрядах внедрены станции азотные мембранные винтовые передвижные АМВП-15/0,7 У1 в количестве 9 станций производительностью 15 м3/мин (рис. 2). Станции эксплуатируются с 2004 года. Станции АМВП-15/0,7 У1 применены для тушения пожаров на шахтах ОП «Шахта им. М.И. Калинина ГП «ДУЭК», ПАО «Шахта им. А. Ф. Засядько», шахта им. Ф.Э. Дзержинского ГП «Ровенькиантрацит», УК «Краснолиманская» (рис. 3). Всего станциями произведено 12 625 325,00 м3 азота. Общая наработка составила 12536 часов. Фактический экономический эффект, полученный за 10 лет эксплуатации 9 станций АМВП-15/0,7 У1, только за счет сохранения оборудования и ликвидации потерь в добыче угля составил около 2 млрд. грн, при этом было сохранено более 1000 рабочих мест. Разработан, утвержден и введен в действие нормативный докумет – Стандарт Минуглепрома Украины; СОУ 10.1.202020852.001:2006 «Правила использования газообразного азота для предупреждения и локализации подземных пожаров». На шахтах «Молодогвардейская», «Самсоновская-Западная» ПАО «Краснодонуголь» внедрены установки компрессорные газоутилизационные УКГ-5/8 в количестве 3-х установок производительностью 1551 м3/ч. Установки эксплуатируются с 2008 года. Всего при помощи установок утилизировано более 21 млн. м3 газа метана. Общая наработка составила 57160 часов. Фактический экономический эффект, полученный за 6 лет эксплуатации 3-х установок УКГ-5/8, за счет снижения эмиссии метана в атмосферу, реализации положений Киотского протокола составил около 20 млн. грн (табл. 4, рис. 4). Исследованы перспективные технологии добычи углеводородов с применением компрессорного оборудования [11, 12]. Разработана технология подземной газификации угля с применением компрессорного оборудования. Анализ особенностей и состояния газификации углей показывает, что на всех стадиях технологического процесса применяется компрессорное оборудование. Добыча сырья, пневматическое транспортирование, снабжение кислородом и азотом, реакторный процесс, очистка газа, переработка синтетического газа, производство электроэнергии, транспортирование в хранилища продуктов газификации осуществляется с помощью специального компрессорного оборудования.

Рис. 4. Размещение установки УКГ на угольном месторождении Многолетний опыт эксплуатации передвижных компрессорных станций НД для геологоразведочных работ, компрессорных станций ВВ для буровых установок СБШ с электрическим и дизельным приводом, установок для сбора и утилизации метана УКГ, компрессоров для сжатия углеводородных и коксового газов, роторных компрессоров ГР позволяет представить широкий выбор технологического оборудования в технологиях добычи сланцевого газа и переработки сланцев. Список литературы: 1. Енергетична стратегія України до 2030 року // Розпорядження Кабінету Mіністрів України вiд 15.03.2006 за № 145-р. 2. Гелетпуха Г.Г. Критический анализ основных положений «Энергетической стратегии Украины на период до 2030 года» / [Гелетпуха Г.Г., Железная Т.А., Голубовская-Онисимова А.Н., Конеченков А.Е.] // Электронный журнал энергосервисной компании «Экологические системы». – 2006. – № 9. – С. 14. 3. Chiou С.В. The study of energy-saving strategy for direct expansion air conditioning system / [Chiou С.В., Chiou C.H., Сni С.М., Lin S.L.] // Energy and Buildings. – 2008. – Volume 40. – Issue 9. p.p. 1660 – 1665. 4. О проблемах пневмоэнергетического комплекса шахт / [Грядущий Б.А., Кирик Г.В., Коваль А.Н. Жарков П.Е. и др.] // Компрессорное и энергетическое машиностроение. – 2008. – №1(11). – С. 2 – 5.

Таблица 4. Характеристики газоутилизационной установки УКГ 5/8 Наименование параметра

Значение или характеристика

Сжимаемая среда

метановоздушная смесь

Габаритные размеры установки, не более, мм

длина

2591

ширина

6058

высота

2438

диаметр

1900

высота

6326

Габаритные размеры трубы, не более, мм

Масса установки вместе с трубой в объеме поставки, не более, кг

12000

Потребляемая номинальная мощность, не более, кВт

Напряжение питания, В

380, 220

Производительность установки по газу, приведенная к начальным условиям, не менее, м /с (м /мин)

Перепад давления, МПа (кгс/см )

Тепловая мощность, МВт

Температура сжигания, не более К( С)

5. Жарков П.Е. Локальные компрессорные станции – основа энергосберегающих технологий / П.Е. Жарков, Г.А. Бондаренко // Праці Міжнародної науковопрактичної конференції «Передові компресорні технології – користувачам». – Суми: СумДУ, 2004. – Т.1. – С. 8 – 17. 6. Бондаренко Г.А. Винтовые компрессоры в системах обеспечения сжатым воздухом / Г.А. Бондаренко, П.Е. Жарков. – Сумы: Изд-во СумГУ, 2003. – 134 с. 7. Жарков П.Е. Оценка технического уровня винтовых компрессоров / П.Е. Жарков, Г.С. Подошев // Компрессорное и энергетическое машиностроение. – 2006. – № 2 (2). – С. 48 – 51. 8. Жарков П.Е. Перспективы применения оборудования концерна Укрросметалл в модернизации угольной отрасли Украины / А.В. Рубель, П.Е. Жарков // Компрессорное и энергетическое машиностроение. – 2013. – № 1 (31). – С. 2 – 6.

0,17-0,43 (10-26)

0,01-0,05 (0,1-0,5)

5-8

1473 (1200)

9. Кирик Г.В. Киотский протокол и оборудование концерна «Укрросметалл» для реализации его положений / Г.В. Кирик, П.Е. Жарков, А.Д. Стадник // Компрессорное и энергетическое машиностроение. – Сумы. – 2008. – № 2. – С. 2 – 7. 10. Кирик Г.В. Развитие топливно-энергетического комплекса и стратегия выпуска энергоэффективной компрессорной техники / Кирик Г.В., Жарков П.Е., Стадник А.Д. // Компрессорное и энергетическое машиностроение. – 2013. – № 3 (13). – С. 2 – 8. 11. Жарков П.Е. Продукты газификации угля – доступная альтернатива природному газу / Жарков П.Е. // Компрессорное и энергетическое машиностроение. – 2010. – № 3 (21). – С. 2 – 6. 12. Кирик Г.В. Компрессорная техника для технологий сланцевого газа / Кирик Г.В., Жарков П.Е., Радзиевский В.Н. // Компрессорное и энергетическое машиностроение. – 2010. – № 4 (22). – С. 2 – 6.

Компрессорное и энергетическое машиностроение №2 (40) июнь 2015

Èññëåäîâàíèå

ÓÄÊ 621.791.01.669

Â. Ä. Ìакаренко, д.т.н., проф. (Íационалüнûé университет пиùевûõ теõнологиé), А. А. Áондарев, д.т.н. (Èнститут электросварки им. Å.Î.Ïатона ÍАÍÓ), Þ. Â. Ìакаренко, практикант, Ñ. Ä. Коваленко, к.в.н., доц. (Íационалüнûé университет пиùевûõ теõнологиé), Ë. А.Òараáоркин, к.ф.-м.н., доц. (Íационалüнûé теõническиé университет Óкраинû «Киевскиé политеõническиé институт») г. Киев, Óкраина

Èññëåäîâàíèå òðåùèíîñòîéêîñòè èíæåíåðíûõ ñòàëüíûõ êîíñòðóêöèé íåôòÿíîãî íàçíà÷åíèÿ

Приведены результаты исследования трещиностойкости стального нефтедобывающего оборудования, эксплуатируемого продолжительное время в сероводородных коррозионных средах. Ключевые слова: трещиностойкость, трубы, штанги, коррозия, водород. Наведено результати дослідження тріщиностійкості стального нафтодобувного обладнання, що експлуатувався тривалий термін у сірководневому корозійному середовищі. Ключові слова: тріщиностійкість, труби, штанги, корозія, водень. The paper presents the results of a research in cracking resistance of the steel oil-extracting equipment operated for a long time in hydrosulphuric corrosion environments. Keywords: fracture strength, pipes, rods, corrosion, hydrogen.

Постановка проблемы и ее связь с научными и практическими задачами. Анализ состояния основного фонда нефтедобывающего комплекса Западной Сибири показывает, что одной из основной проблем подземного скважинного оборудования является его физический и моральный износ. Решение этой важной практической проблемы сопряжено с огромными капиталовложениями и, по нашему мнению, в ближайшие годы невыполнимо. Исследование промысловых данных показывает, что среди других видов аварий коррозионные повреждения (разгерметизация) обсадных и насосно-компрессорных колонн является наиболее распространенными и происходят в процессе освоения и эксплуатации скважин. Аварии обсадных колонн, в особенности при больших глубинах скважин, вызывают серьезные осложнения, снижают производственные показатели нефтяных компаний и отрицательно сказываются на себестоимости добываемой нефти. Кроме аварий, связанных непосредственно с повреждениями самих труб, происходят аварии, вызванные коррозионно-механическими повреждениями колонн глубинно-насосных штанг (обрыв и падение штанговых колонн). Такие разрушения, если их своевременно не выявить и не предупредить, приводят к авариям с тяжелым ис-

ходом – падение колонн в скважину, если своевременно их не выявлять и не предупреждать. Из практики известно, что добыча и транспортировка нефти неизбежно сопровождаются выпадением и накоплением в скважинном оборудовании и промысловых трубопроводах нефтяного шлама, что приводит к уменьшению эффективного диаметра насосно-компрессорных труб (НКТ) и затрудняет эксплуатацию нефтепроводов и резервуаров. В связи с этим, проблема комплексного повышения служебного ресурса внутрискважинного нефтяного оборудования с целью обеспечения надежности его элементов остается чрезвычайно актуальной, а ее решение имеет важное народнохозяйственное значение. Анализ исследований, изложенных в литературе. Анализ исследований отечественных [1 - 6] и зарубежных [7 - 12] ученых, проведенных в последние годы, и многолетние собственные наблюдения авторов показывают, что по причине коррозионного воздействия агрессивной среды происходит до 60 ... 75 % всех повреждений подземного внутрискважинного оборудования, т. е. коррозионные разрушения металла стали проблемой отраслевого масштаба. Это объясняется не только значительной наработкой оборудования, но и рядом факторов, усугубляющих эту про-

блему. Специфическим коррозионным и коррозионно-механическим повреждениям со стороны рабочей среды наиболее подвержены насосно-компрессорные и обсадные трубы (ОТ), глубинные насосные штанги (ГНШ) и корпуса скважинных насосов. При этом в работах [4, 5] установлено, что наиболее активными с точки зрения образования продуктов коррозии (окисдов и сульфидов железа и др.) являются те зоны контакта металла труб с пластовой жидкостью, которые содержат сероводород и углекислый газ. Кроме того, из литературы [5, 13] и практики известно, что важная роль в коррозионных разрушениях внутрискважинного оборудования отводится и сульфатвосстанавливающим бактериям, которые являются одновременно инициаторами и катализаторами электрохимических процессов коррозии металла. В результате микробно-индуцированной коррозии происходит деградация внутрискважинного оборудования, особенно в процессе длительной эксплуатации в коррозионно-активных зонах нефтяных месторождений Украины, для изучения особенностей которой необходимо проведение дополнительных исследований. Целью работы является исследование трещиностойкости стального нефтедобывающего оборудования в условиях непосред-

ственного контакта с коррозионно-активными водонефтегазовыми средами. Методы исследования. Комплекс исследований поврежденного металла внутрискважинного оборудования, взятого для изучения из разных зон (глубин) нефтедобывающих скважин, включал, наряду со стандартными, специальные виды исследований: различные варианты рентгеноспектрального анализа с использованием растрового электронного микроскопа JSM-35CF (фирма "Джеол", Япония), "Camebax-МВХ" фирмы "Riber" (Франция), SEM-515 с микроанализатором "Link" фирмы "Philips". Состав неметаллических включений определяли на энергодисперсионном спектрометре "Link - 860" (фирма "Linko", Великобритания). Определение объемной доли и размеров неметаллических включений проводилось на количественном телевизионном микроскопе "Квантимет-720" (фирма "Металс рисерч", Великая Британия). Кроме этого определяли остаточное содержание и характер распределения в металле водорода, серы и кислорода: а) методом локального масс-спектрального анализа (ЛМСА) с лазерным микрозондом, б) методом плавки проб металла в потоке несущего газа с использованием установок фирмы "Leco". Результаты исследований и их обсуждение. Известно, что скорость разрушения металла зависит от концентрации и парциального давления сероводорода, общего давления, температуры, рН, минерализации, скорости движения коррозионно-агрессивной сре-

ды. Развитие сульфидной коррозии возможно уже при концентрации сероводорода 0,001%. Коррозионные процессы, протекающие в присутствии сульфатвосстанавливающих бактерий (СВБ), характеризуются отличительными признаками: на металлической поверхности появляются коррозионные отложения в виде темнокоричневой корки и рыхлых бугорков. Они состоят из сульфидов, карбонатов и гидратов оксида железа и включают многочисленные колонии СВБ. Под слоем отложений быстро развиваются коррозионные поражения в виде питтингов (точечная коррозия), скорость образования которых весьма велика (например, известны случаи, когда стенка толщиной 5,5 мм была поражена питтинговой коррозией в течение 9 мec.). Приведенные данные в табл. 1, взятые для месторождений Западной Сибири, показывают значительную роль сероводородной коррозии в разрушении и аварийных отказах подземного скважинного оборудования. Это подтверждается результатами химического анализа продуктов анаэробной коррозии стали, в которых присутствует наряду с гидратами закиси и оксида железа в большом количестве сернистое железо. Установлено [1], что некоторые сульфидные включения в низколегированных сталях действуют как инициаторы образования коррозионных трещин, тогда как другие не влияют на этот процесс. Возникновение трещин связано в основном с расположением определенных неметаллических включений, а по мере своего роста трещины становятся межзеренными.

Полученные металлографические данные использовали в качестве параметров для сопоставления исходного состояния сталей внутрискважинного оборудования с их состаренным состоянием, а также для сопоставления структурных особенностей разрушения образцов, характера распространения усталостных трещин в сталях в исходном и состаренном состояниях. Коррозионно-механические характеристики трубных сталей нефтяного сортамента в значительной степени зависят от состава, формы, размеров и количества карбидных фаз [1 – 3]. Установлено [3 – 5], что в стенке трубы напряжения за счет колебания внутреннего давления перекачиваемого продукта меняются от 0,5 – 0,7 до 5 – 6 МПа и достигают максимума 150 – 200 МПа или 0,4 – 0,5 предела текучести в зависимости от толщины стенки. С помощью рентгеноструктурных исследований получены данные, свидетельствующие о распаде цементита (Fe3С) в металле труб НКТ и ОТ в процессе эксплуатации (табл. 2). Характеристики, химический состав и механические свойства труб и штанг приведены в табл. 3. Как видно из приведенных данных, в процессе эксплуатации в сталях скважинного оборудования происходит не только перераспределение атомов углерода и азота, но и распад цементита, что хорошо согласуется с результатами работы [1]. Специальными экспериментами, выполненными совместно с сотрудниками ИЭС им. Е. О. Патона, установлено, что с увеличением срока эксплуатации скважинного

Таблица 1. Сведения о сероводородной коррозии месторождений Западной Сибири Месторождение и нефтедобывающее предприятие Самотлорское ОАО "ТНК-ВР" Самотлорское ОАО "ТНКНижневартовск" Самотлорское ОАО "СН-МНГ" Ермаковское ОАО "ТНК-ВР"

Число обследованных скважин с УЭЦН/ УСШН*

Число текущих ремонтов из-за коррозии

Число отказов из-за коррозии

362 / 291

152/81

81,2/75,3

Коррозия корпуса и насосных штанг

118 / 76

52/24

76,5/62,4

Локальные области разрушения со сквозными язвами вдоль корпусов ПЭД и ГД

294 / 196

39/29

82,8/69,7

То же

121 / 54

43/12

67,1/53,2

Язвы и риски заполнены осадками сульфида железа

Примечание

Коррозионно-усталостные разрушения Варьеганское ОАО "Сиданко" 246 / 114 103/37 79,8/47,4 корпуса и насосных штанг *УЭЦН, УСШН – установки электроцентробежного и скважинного штангового насоса соответственно.

Компрессорное и энергетическое машиностроение №2 (40) июнь 2015

Таблица 2. Данные о распаде цементита (Fe3С) в металле труб НКТ и ОТ в процессе эксплуатации Тип трубы и группа стали по прочности1

Время эксплуатации, лет

Fe3С, %

Тип трубы и группа стали по прочности1

Время эксплуатации, лет

Fe3С, %

насосно-компрессорные трубы (НКТ)

100

обсадные трубы (ОТ)

100

0,5 1,5 3 5 8

7-9 12-14 15-16 16-18 19-23

0,5 2,5 5 7,5 12

5-7 11-13 14-17 19-23 26-30

0 1,5 5 10 15

100 6-8 10-12 18-21 25-30

100 0 5-7 0,5 9-11 Е 2,5 Л 16-18 7 22-26 10 1Обозначения – см. справочник "Трубы нефтяного сортамента". М.: Наука, 1978.

подземного оборудования существенно уменьшается содержание цементита (Fе3С) в металле. При этом наиболее сильно уменьшение доли цементита в сталях труб ОТ и НКТ происходит после 10-летнего срока эксплуатации. Существенное изменение происходит и в структуре этих сталей. Так, в процессе длительной нагрузки значительно изменяется строение перлита: цементитные пластины теряют ориентировку в пределах перлитной колонии, дробятся, приобретают округлую форму. Перлитные участки приобретают структуру, подобную зернистой. Под действием переменных напряжений в кристаллических зернах происходит генерация дополнительных дислокаций как в ферритных, так и перлитных зернах [1]. Движущиеся дислокации перерезают цементитные пластинки, унося при этом часть атомов углерода. Фрагментация перлитных зерен приводит к изменению морфологии цементитных пластин, в результате чего часть цементита,

у которой частицы меньше критической величины, растворяется, а часть – измельчается так, что перестает давать самостоятельные рентгеновские рефлексы. Кроме того, атомы углерода, "освободившиеся" в результате распада цементита, скапливаются в полосах скольжения, уходят в твердый раствор, скапливаются на границах зерен и микротрещинах, где образуются зародыши новых карбидных частиц. Эти процессы, как правило, вызывают локальное охрупчивание металла внутрискважинного оборудования, а при благоприятных условиях (знакопеременных циклических нагрузках) вблизи этих частиц образуются микропоры, коагуляция которых приводит к образованию трещин. С использованием методов рентгеноструктурного анализа измерены параметры кристаллической решетки -матрицы, дана оценка уровня упругих искажений решетки (микронапряжений искажения), а также распределения

углерода в феррите и цементите (табл. 4) в сталях труб ОТ и НКТ. Как видно из полученных данных, увеличение времени эксплуатации нефтепроводов приводит к увеличению значения параметра объемно-центрированной кубической кристаллической решетки u – твердого раствора и росту микронапряжений. При этом часть углерода из распавшегося цементита уходит на границу -матрицы. Другая часть, по-видимому, остается на дислокациях, уходит в микротрещины и на формирование новых мелкодисперсных карбидных частиц. Относительно крупные карбидные частицы образуются на границах зерен между перлитом и ферритом. С использованием экспериментальных данных (табл. 4) по формуле [1] ∆C = ∆V

103 (%),

где ∆V – объемная доля -Fe, – параметр решетки текущий,

Таблица 3. Химический состав и механические свойства металла труб и штанг Содержание легирующих элементов, % Группа стали

Тип трубы C

в, МПа

02, МПа

[H], %

Д Е

ОТ

0,44 0,39

0,27 0,26

0,82 1,01

0,039 0,022

0,040 0,024

> 650 > 699

> 380 > 562

0,0037 0,0039

К Л

НКТ

0,45 0,42

0,21 0,24

0,95 1,20

0,020 0,020

0,022 0,020

> 687 > 800

> 491 > 650

0,0030 0,0046

Примечание: во всех случаях термическая обработка – закалка + отпуск.

= 0,28668 нм было рассчитано, что в процессе распада цементита около 10% первоначального содержания атомов углерода в феррите переходит в –твердый раствор. Около 35 – 40% атомов углерода цементита (табл. 5) при его растворении уходит в  – твердый раствор в процессе эксплуатации скважинного оборудования (7 – 8 лет). Считается, что уменьшение цементитной фазы приводит к снижению прочностных характеристик [6]. Уменьшение количества цементита в сталях труб ОТ и НКТ в процессе эксплуатации, по данным peнтгеноструктурного анализа, составляет порядка 30 – 35% и по электронно-микроскопическим данным – около 20 – 25%. При этом следует учесть, что цементит легко

разлагается при воздействии на него атомов водорода: Fe3C↔3Fe+C+(24,3±2,0 1), кДж; C+2H2↔CH4+(75,42±0,84), кДж. В общем виде этот процесс описывается реакцией: Fe3C+2H2↔3Fe+CH4. Атомарный водород легко образуется при взаимодействии сероводорода, содержащегося в пластовой жидкости, с металлом скважинного оборудования: 4Fе3 + 6H2S = =2Fе2S3 + 12Н. В процессе деформации на поверхности металла трубы ОТ или НКТ, или поверхности микрополости образуются активные центры, в которых происходят диссоциации молекул водорода и проникновение атомарного водорода вглубь металла.

Обезуглероживание трубных сталей происходит в течение длительного времени, чему способствует температурно-барический режим перекачиваемого продукта в межтрубном пространстве скважины. Так как при этих условиях подвижность атомов углерода в феррите низка, то основная водородная реакция происходит в перлитном зерне. Коэффициенты диффузии углерода и водорода в -Fe при 20 и 100 ºС соответственно составляют 1,5·10-5, 2·10-17 см2/с и 4,4·10-5 и 3,3·10-14 см2/с. Продукты реакции (мeтaн и атомарный водород, рекомбинирующийся в молекулы) первоначально накапливаются в порах и микропустотах в приграничных объемах зерен металла труб ОТ и НКТ. По границам зерен концен-

Таблица 4. Характеристика структуры стали Содержание углерода, % Группа стали

Время эксплуатации, лет

a, нм

, МПа в феррите

в стали

насосно-компрессорные трубы

0 1,5 5 8

0,28665 0,28668 0,28670 0,28675

110 186 215 243

0,02 0,028 0,035 0,040

0,45 0,442 0,430 0,423

0 2,5 7 10

0,28665 0,28668 0,28672 0,28676

115 188 250 276

0,02 0,030 0,039 0,048

0,42 0,412 0,405 0,393

обсадные трубы

0 5 7,5 12

0,28665 0,28667 0,28670 0,28674

74 164 215 288

0,02 0,030 0,042 0,056

0,44 0,438 0,429 0,421

0 5 10 15

0,28665 0,28669 0,28678 0,28686

84 189 291 320

0,02 0,028 0,044 0,063

0,39 0,376 0,343 0,324

Компрессорное и энергетическое машиностроение №2 (40) июнь 2015

Таблица 5. Характеристика структуры стали Группа стали

Время эксплуатации, лет

Содержание, % перлита в стали

цементита в перлите

цементита в стали

насосно-компрессорные трубы

0 1,5 5 8

32,6 28,6 24,7 22,0

16,7 16,0 14,1 13,8

4,8 4,5 3,9 3,7

0 2,5 7 10

31,5 28,7 24,8 23,5

15,9 15,1 13,6 11,8

4,9 4,2 3,9 3,6

обсадные трубы

0 5 7,5 12

33,4 30,1 28,0 26,7

16,9 15,8 13,3 11,4

5,2 4,7 3,4 2,9

0 5 10 15

30,7 27,2 23,6 20,1

15,5 14,8 12,2 10,7

4,6 4,0 3,6 2,7

трируются атомы примесей и "пустоты", создаются приграничные сегрегации углерода, кремния и марганца и особенно серы, в результате чего граничные участки зерен обогащаются также и углеродом. Кроме того, границы зерен в энергетическом отношении являются метастабильными. Давление молизовавшегося водорода в этих областях может достигать больших значений, в результате чего возникают напряжения, превышающие прочность металла трубных конструкций, что и приведет к зарождению микротрещин в металле. Выводы С помощью рентгеноструктурных исследований получены данные, свидетельствующие о распаде цементита в трубных сталях в процессе эксплуатации труб в коррозионно-активных средах. Методами рентгеноструктурного анализа измерены параметры кристаллической решетки -матрицы, дана оценка уровня упругих искажений решетки (микронапряжений искажения), а также распределения углерода в феррите и цементите, что позволило по-новому интерпретировать механизм снижения сопротивляемости трещиностойкости металла, в частности коррозионно-усталостному разрушению подземного скважинного оборудования, длительно эксплуатируемого в коррозионно-агрессивных

средах нефтяных месторождений Украины. Список литературы: 1. Трещиностойкость металла труб нефтепроводов / А. Г. Гумеров, К. М. Ямалеев, Г. В. Журавлев и др. М.: ООО "Недра-Бизнесцентр", 2001. – 231 с. 2. Похмурский В. И. Коррозионная усталость металлов. Киев: Наукова думка, 1982. 3. Хома М. Механоелектрохімічні властивості корозiйнотривких сталей. Проблеми корозії та протикорозійного захисту матеріалів / М. Хома, А. Залужець // Фізико-хімічна механіка матеріалів, 2000. – № 1. – С. 113115. 4. Pомaнiв О.М. Вплив напружень на електрохімічну корозію сталі у водних середовищах / О. М. Pомaнiв, Б. Я. Генега, О. М. Гута, В. О. Василечко // Фізико-хімічна механіка матеріалів, 1996. – №6. – С. 83-95. 5. Дмитрах I. М. Вплив корозійних середовищ на локальне руйнування металів біля концентраторів напружень./ І.М. Дмитрах, В.В. Панасюк // Львів: Фізико-механічний інститут ім. Г. В. Карпенко НАН України, 1999. – 341с. 6. Потак Я. М. Высокопрочные стали. М: Металлургия, 1972. – 208 с. 7. Pressoure G.М., Blondeau R., Cadion L. HSLA steels with in

proved hydrogen sulﬁde cracking resistance // Proc. Conf. Amer. Soc. Metals. - Philadelphia: Ра, 1984. – Р. 827-843. 8. Бриду, Лафранс М., Прову А. Разработка новых сортов стали с повышенными характеристиками для транспорта кислого газа и нефти // Нефтегаз - Франция. – М.: Юзичор Асье, 1986. – 19 с. 9. Браун У. Испытания высокопрочных металлических материалов на вязкость разрушения при плоской деформации / У.Браун, Дж. Сроули // М.: Мир, 1972. – 245 с. 10. Канеко Т., Окада У., Икеда А. Влияние микроструктуры на чувствительность к SSC низколегированных высокопрочных трубных изделий для нефтедобывающих стран // Трубы нефтяного сортамента и нефтепроводныепроизводстваСумитомо.– Япония: Сумитомо Ltd., 1989. – 1-2-1. – 21 с. 11. NACE Standard ТМО177-90. Standard Test Method. Laboratory Теsting of Metals for Resistance to Sulﬁde Stress Cracking in H2S Environments // NACE.- Houston. Р.О. Вох 218340, 1990. – 22 р. 12. Trucbon M.L.R., Crolet J. L. Experimental limits of sour service for tubular steels // SSC Symposium. – Saint-Cloud, 1991. – 21 р. 13. Макаренко В.Д. Надежность нефтегазопромысловых систем / В. Д. Макаренко // Челябинск: изд-во ЦНТИ, 2006. – 826 с.

Èññëåäîâàíèÿ

ÓÄÊ 621.515

А. Â. Ñмирнов, канд. теõн. наук, генералüнûé конструктор, А. Í. Íефедов, началüник лаáоратории, А. Â. Ñкорик, канд. теõн. наук, научнûé сотрудник, È. Í. Çинченко, старшиé научнûé сотрудник (ÏАÎ «Ñумское ÍÏÎ им. Ì.Â. Ôрунзе») г. Ñумû, Óкраина

Èññëåäîâàíèå òå÷åíèÿ ãàçà â âûñîêîýôôåêòèâíîì öåíòðîáåæíîì êîìïðåññîðå ãàçîïåðåêà÷èâàþùåãî àãðåãàòà íîâîãî ïîêîëåíèÿ Представлены результаты экспериментального и численного исследования течения газа в высокоэффективном одноступенчатом центробежном компрессоре для газоперекачивающего агрегата нового поколения мощностью 32 МВт. Максимальное значение политропного КПД, полученное в ходе испытаний, составляет 90 %. На основе детального анализа структуры потока в компрессоре установлены факторы, обеспечивающие достижение его высокой эффективности. Ключевые слова: центробежный компрессор, экспериментальное исследование, численное исследование, поэлементный анализ Представлено результати експериментального та числового дослідження течії газу у високоефективному одноступеневому відцентровому компресорі для газоперекачувального агрегату нового покоління потужністю 32 МВт. Максимальне значення політропного ККД, отримане в ході випробувань, становить 90%. На основі детального аналізу структури течії в компресорі встановлені фактори, що забезпечують досягнення його високої ефективності. Ключові слова: відцентровий компресор, експериментальне дослідження, числове дослідження, поелементний аналіз The results of experimental and numerical investigation of the gas flow in a high-efficient single-stage centrifugal compressor for the new generation gas pumping unit with power of 32 MW are presented in the paper. The maximal experimental value of the compressor polytropic efficiency is about 90 %. The detailed flow pattern analysis has been performed. Keywords: centrifugal compressor, experimental investigation, numerical investigation, flow pattern analysis

кономичность и энергосбережение являются одними из основных приоритетных направлений в развитии современных технологий газотранспортной отрасли. Для газоперекачивающего агрегата (ГПА) это выражается в необходимости укрупнения единичной мощности с переходом на компрессоры и газотурбинный привод мощностью 32 МВт и более. Создание центробежных компрессоров для такого класса машин требует одновременного расширения диапазона регулирования компрессора по расходу, повышения общего уровня и обеспечения пологости характеристики политропного КПД. Наряду с этим, важным фактором является улучшение уровня технологичности, надежности и ремонтопригодности, т.е. снижения стоимости жизненного цикла вновь создаваемого оборудования. В связи с этим в 2011 г. в ПАО «Сумское НПО им. М. В. Фрунзе» были начаты работы по проведению научно-исследовательских,

экспериментальных и конструкторских работ по созданию конкурентоспособной конструкции высокоэффективного ГПА мощностью 32 МВт. Такой агрегат может быть применен как для новых компрессорных станций (КС), так и для реконструкции существующих КС, укомплектованных менее эффективными агрегатами меньшей единичной мощности. Работы по созданию новой конструкции центробежного компрессора (ЦК) для ГПА мощностью 32 МВт были начаты в ПАО при участии кафедры КВХТ СанктПетербургского государственного политехнического университета (СпБГПУ) в лице проф. Ю.Б. Галеркина и других специалистов. Были разработаны и проанализированы различные конструктивные и газодинамические схемы исполнения центробежного компрессора и выбрана наиболее перспективная из них. ЦК представляет собой одноступенчатую машину с осевым подводом газа, консольно расположенным рабочим колесом (РК), раз-

витым в радиальном направлении безлопаточным диффузором (БЛД) и свернутой на бок внутренней улиткой (рис. 1). Примечательной особенностью данной конструкции является отсутствие обтекателя на входе в рабочее колесо, что в совокупности с оптимальным профилированием профилей дисков и лопаток колеса позволило минимизировать потери энергии в потоке газа. Выполненное должным образом проектирование элементов ступени, а также их хорошее согласование, позволи-

Рис. 1. Общий вид модели ЦК в разрезе

Компрессорное и энергетическое машиностроение №2 (40) июнь 2015

ло получить политропный КПД ступени на уровне 90 %. К преимуществам данной конструкции проточной части (ПЧ) можно отнести малые габаритные размеры в осевом направлении, что, в свою очередь, упрощает монтаж и снижает затраты металла при изготовлении. Основной задачей настоящего исследования является сопоставление экспериментальных данных, полученных на базе научно-испытательного комплекса ПАО, с проектными характеристиками компрессора, а также с результатами численного моделирования, на основании которого был выполнен детальный анализ структуры течения в данном ЦК. 1 Методика численного моделирования течения газа в ЦК Расчетные газодинамические исследования проводились с использованием программного комплекса ANSYS CFX v.15 [1]. Расчетная область исследуемого компрессора представляет собой 3D-модель, состоящую из 3-х элементов: входной участок, рабочее колесо, а также безлопаточный диффузор и спиральная улитка, которые объединены в единый блок. Создание структурированных сеточных моделей для всех элементов ПЧ выполнено в приложении IcemCFD. Сетки состоят из гексаэдров в ядре потока и 25 призматических слоев, сгущенных к стенкам. Общее количество расчетных ячеек сеточной модели составляет 8 989 375. На расчетную область накладывались следующие ограничения: 1) поток направлен по нормали к входному сечению; 2) распределение параметров потока по площади входного сечения является равномерным; 3) теплообмен между рабочей средой и поверхностями, ограничивающими проточную часть, отсутствует (Adiabatic wall); 4) для передачи данных между РК и неподвижными элементами ступени применяется интерфейс Frozen Rotor; 5) не моделируется течение газа в полостях между роторными и ста-

торными деталями, а также протечки через лабиринтные уплотнения и потери на дисковое трение; 6) рабочая среда – воздух, модель идеального газа (Air Ideal Gas); 7) численный эксперимент проводился при стационарной постановке задачи (Steady State), применялась модель турбулентности Ментера Shear Stress Transport (SST). Значения режимных параметров, задаваемых при расчете в качестве граничных условий, принимались близкими к условиям испытаний на аэродинамическом стенде. Испытания, а также расчеты проводились для условного числа Маха Mu2 ≈ 0,71. Безразмерные газодинамические характеристики исследуемой ступени определены по осредненным по массовому расходу статическим параметрам потока во входном и выходном контрольных сечениях. Обработка результатов расчета производилась согласно методики [2, 3]. Условный коэффициент расхода: , где – массовый расход; – плотность газа на входе в ступень; D2 – диаметр РК; u2 – окружная скорость на выходе РК. Коэффициент политропного напора ,

где

, , R – газовая посто-

янная рабочей среды; Тн – тем-

пература на входе в компрессор; Тк – температура на выходе из компрессора; , рн – давление на входе в компрессор; рк – давление на выходе из компрессора. Политропный КПД , где ; Ср – удельная теплоемкость рабочей среды при постоянном давлении. 2 Результаты экспериментального исследования. Верификация результатов численного моделирования Экспериментальное исследование модельного ЦК выполнено на специально разработанном для этих целей в ПАО аэродинамическом стенде открытого контура АДС-1250 (рис. 2). Статическое давление в контрольных сечениях измерялось при помощи водяных пьезометров, максимальная абсолютная погрешность измерения которых не превышает 20 Па. Температура измерялась при помощи лабораторных ртутных стеклянных термометров с абсолютной максимальной погрешностью измерения не превышающей 0,1 °С. Применяемое измерительное оборудование позволяет определять политропный напор и КПД ступени с погрешностью не более 1 %. Сравнение экспериментально полученных интегральных характеристик ступени компрессора с проектными (по данным СПбГПУ) показало их хорошее согласование (рис. 3). Расхождение по коэффициенту политропного напора не превышает 2 %. Экспериментальная характеристика политропного КПД в рабочем диапазоне режимов лежит выше или совпадает с про-

Рис. 2. Аэродинамический стенд (АДС-1250) для испытаний модельных ступеней

Рис. 3. Безразмерные газодинамические характеристики исследуемого ЦК ектной, а его максимальное значение составляет около 90 %, что соответствует заявленным проектным данным. Результаты численного моделирования имеют также хорошее согласование с экспериментальными данными. Максимальное расхождение по величине политропного напора не превышает 2 %, а по КПД – 5 %. При проведении газодинамических испытаний замер статических давлений производился в 4-х контрольных сечениях: на входе в компрессор (сечение 0 – 0), на входе в БЛД (сечение 3 – 3), на выходе из БЛД (сечение 4 – 4) и на выходе из улитки (сечение К-К). Осредненные значения давлений в этих сечениях хорошо согласуются с численно полученными данными (рис. 4), что говорит о достаточной точности моделирования течения газа в исследуемом компрессоре. В дальнейшем верифицированная модель течения в ЦК может применяться для усовершенствования проточной части и исследования ее модификаций.

на основании численного моделирования. Оптимальные режимы работы (по уровню потерь) рабочего колеса и улитки совпадают. Вследствие этого данный режим с Ф0(опт) соответствует максимальному КПД ступени в целом. Поскольку осевой обтекатель в РК отсутствует, то эта область заполнена низкоэнергетическим вихрем (рис. 6). При этом данный вихрь имеет постоянную для всех режимов область со скоростью равной примерно M =0,05 (рис. 7 а). Из рис. 7 б видно, что объем, загромождаемый низкоэнергетическим вихрем у входного се-

Рис. 4. Статические давления в характерных сечениях, определенные экспериментально и численно в ANSYS CFX, на различных режимах работы ступени

3 Анализ структуры течения в компрессоре на основе численного моделирования Высокий КПД ступени обусловлен, как высокой эффективностью отдельных ее элементов, так и хорошим их согласованием между собой. На рис. 5 представлены характеристики эффективности (КПД и коэффициенты потерь [2, 3, 4]) элементов ступени, полученных

Рис. 5. Характеристики элементов ступени, полученные в ANSYS CFX

Компрессорное и энергетическое машиностроение №2 (40) июнь 2015

чения лопаток РК, изменяется в зависимости от режима. Это допускает естественное регулирование углов натекания потока на входные кромки РК, приводит к росту эффективности и пропускной способности РК. Кроме того,

отсутствие обтекателя приводит к уменьшению поверхности трения и скорости потока, а, следовательно, к снижению потерь в сравнении с классической конструкцией РК. Анализируя структуру течения в БЛД следует отметить, что на

Рис. 6. Поле абсолютной скорости в РК (слева) и векторы абсолютной скорости в его центральной части (справа), полученные в ANSYS CFX

а)

б)

Рис. 7. Поле скоростей (по числу Маха) в сечении РК на различных режимах работы

Рис. 8. Распределения относительного статического давления по окружности в сечении на выходе БЛД (сеч. 4 – 4) при различных значениях Ф0 (по результатам эксперимента и расчета в ANSYS CFX)

режимах, близких к оптимальному (Ф0 = 0,053 ÷ 0,064), распределение статического давления по окружности в сечении 4 – 4 практически равномерное (рис. 8). При околопомпажном режиме, а также на режиме, близком к максимальному расходу, эпюра давлений деформируется. Это обусловлено особенностями течения газа в улитке на этих режимах. Течение газа в улитке имеет сложный пространственный характер [5]. Для корректного анализа необходимо учитывать особенности течения в области «языка», где наименьшее сечение спиральной камеры примыкает к выходному диффузору (область «А» на рис. 9). В этой области структура потока на различных режимах работы компрессора кардинально отличается, о чем можно судить по эпюре давлений в сечении 4 – 4 (рис. 8). При малых расходах (Ф0=0,038) по мере увеличения площади меридионального сечения спиральной камеры давление возрастает, а при больших (Ф0=0,078) – убывает. При малых расходах направление потока близкое к тангенциальному, а закрутка потока в меридиональном сечении незначительная (рис. 10, а). Поэтому основная часть потока, выходящего из БЛД в области «А», поступает снова в спиральную камеру, а не в выходной патрубок. Это приводит к росту окружной и абсолютной составляющих скорости в начальных сечениях спиральной камеры (рис. 11, а и 12, а). По мере прохождения потока по спиральной камере его скорость уменьшается вследствие увеличения площади сечений спиральной камеры, а давление растет (рис. 13а). Такому характеру течения соответствует и эпюра давлений в сечении 4 – 4 для режима с Ф0=0,038 (рис. 8). С увеличением расхода поток на выходе из БЛД отклоняется в радиальную сторону, и, как следствие, является более закрученным в меридиональном сечении улитки (рис. 10, б). Поэтому основная часть потока в области «А» поступает непосредственно в выходной патрубок. Это приводит к тому, что в начальных сечениях спиральной камеры поток имеет

низкую окружную составляющую и высокую меридиональную составляющую скорости. В результате этого около оси этих сечений образуется застойная зона с пониженным давлением (рис. 13б) и скоростью (рис 12б). Чем больше сечение спиральной камеры, тем более значительную часть занимает зона разрежения в центральной части сечения. Это приводит к уменьшению среднего по сечению давления по мере течения газа по спиральной камере, что наглядно отображает эпюра давлений в сечении 4 – 4 для режима с Ф0=0,078 (рис. 8). Рост потерь в улитке при Ф0>Ф0 (опт) обусловлен увеличением скорости потока и его закрутки в меридиональном сечении. Углубленный анализ структуры течения в элементах ком-

а) Ф0=0,038

Рис. 9. Область «А» улитки, в которой наименьшее сечение спиральной камеры примыкает к выходному диффузору

прессора позволит осуществить дальнейшие экспериментальноисследовательские работы с целью повышения эффективности созданного ЦК. 4 Выводы Выполнено экспериментальное исследование проточной

б) Ф0=0,078

Рис. 10. Линии тока в улитке (ANSYS CFX)

а) Ф0=0,038

б) Ф0=0,078

Рис. 11. Окружная проекция абсолютной скорости в улитке (ANSYS CFX)

Компрессорное и энергетическое машиностроение №2 (40) июнь 2015

а) Ф0=0,038

б) Ф0=0,078

Рис. 12. Поле абсолютной скорости в улитке (ANSYS CFX) части центробежного компрессора ГПА нового поколения мощностью 32 МВт на аэродинамическом стенде конструкции ПАО «Сумское НПО им. М.В. Фрунзе». Полученный при исследовании уровень политропного КПД, равный 90 %, соответствует уровню компрессоров лучших мировых производителей. Как показывает практика, еще более высокое значение КПД ступени можно ожидать при работе опытного образца компрессора высокого давления в составе ГПА. На основе численного моделирования течения в исследуемом компрессоре выполнен поэлементный анализ работы ступени, что позволило установить факторы,

обеспечивающие достижение ее высокой эффективности. Высокий политропный КПД, пологая напорная характеристика и большой запас по помпажу на номинальном режиме работы, равный 45 %, свидетельствует о перспективности применения разработанного образца ЦК для транспорта газа по магистральным газопроводам. Областью применения вновь созданной высокоэффективной проточной части могут быть не только ЦК мощностью 32 МВт, но и модификации с мощностями 10 ÷ 25 МВт с газотурбинным и электрическим приводом для КС газотранспортной системы Украины.

Рис. 13. Поле давлений в улитке (ANSYS CFX) Список литературы: 1. ANSYS, Inc. ANSYS CFX Release 15.0.7. User Manual, 2014. 2. Галеркин Ю.Б. Методы исследования центробежных компрессорных машин / Ю. Б. Галеркин, Ф. С. Рекстин. – Л.: Машиностроение, 1969. - 304 с. 3. Селезнёв К. П. Центробежные компрессоры / К. П. Селезнев, Ю. Б. Галеркин. – Л.: Машиностроение, 1982. – 271 с. 4. Ден Г. Н. Механика потока в центробежных компрессорах / Г. Н. Ден – Л.: Машиностроение, 1973. – 272 с. 5. Мифтахов А. А. Аэродинамика выходных устройств турбокомпрессоров / А. А. Мифтахов – М.: Машиностроение, 1999. – 359 с.

Èññëåäîâàíèÿ

ÓÄÊ 621.785

Î. Â. Õижнÿк, ³нженер., Â. Ã. Õижнÿк, д-р теõн. наук., проф. каф. ÌÒÎ ÍÒÓÓ (Ки¿всüкиé пол³теõн³чниé ³нститут), Í. А. Õарченко, к. т. н, ст. виклад. каф. ÏÌ ³ ÒКÌ (Ñумсüкиé державниé ун³верситет)

Çíîñîñò³éê³ áàãàòîêîìïîíåíòí³ êàðá³äí³ Òi, V, Cr ïîêðèòòÿ íà ñòàë³ ó10à òà òâåðäîìó ñïëàâ³ Ò15Ê6 В статті плануванням експерименту методом симплексних граток Шеффе оптимізовані склади вихідних компонентів для комплексного насичення сталі У10А та твердого сплаву Т15К6 титаном, ванадієм, хромом, що дозволило отримувати карбідне покриття (Ti,V,Cr)С з максимальною мікротвердістю та товщиною. Методами фізичного матеріалознавства встановлено фазовий та хімічний склади покриттів, структура, механічні властивості, а саме мікротвердість, мікроміцність, мікрокрихкість, адгезію отриманих покриттів з основою. Мікромеханічні характеристики визначали методом кінетичної мікротвердості. Показано, що покриття (Ti,V,Cr)С в порівнянні з відомими карбідними покриттями має високу тріщиностійкість, мікротвердість, адгезію з основою. Визначено, що зносостійкість сталі У10А з покриттям (Ti,V,Cr)С, в умовах тертя ковзання без змащування вища за зносостійкість сталі з відомими карбідними покриттями в 1,2-2,7 рази, а зносостійкість при різанні сталі Х12М твердосплавних пластин Т15К6 з покриттям (Ti,V,Cr)С вища в 3,5 рази за зносостійкість вихідного сплаву,та 1,5-1,7 рази за зносостійкість пластин з відомими покриттями. Ключові слова: сталь У10А, твердий сплав Т15К6, карбіди, Ti, V, Cr, багатокомпонентні карбіди, планування експерименту, мікромеханічні властивості, зносостійкість. The paper experiment planning method of simplex lattices proposed «Scheff» optimized composition of the initial components for integrated steel U10A saturation and hard alloy T15K6 titanium, vanadium, chromium, allowing to obtain carbide coating (Ti,V,Cr) C with maximum microhardness and thickness. Methods of physical material set phase and chemical composition of the coating structure, mechanical properties, such as microhardness, mikromitsnist, mikrokryhkist, adhesion of the coating to the base. These micromechanical characteristics were determined using the method of kinetic microhardness, allowing the load to determine the formation of cracks, the size of the radial cracks. It is shown that the coating (Ti,V, Cr)C compared with the known one-component and two-component carbide coating has high fracture toughness, microhardness, adhesion to the base. Determined that the wear resistance of steel U10A coated (Ti,V,Cr)C, in terms of friction without lubrication for higher wear resistance steel with carbide coating known in 1,2-2,7 times, and wear resistance carbide coated plates T15K6 (Ti,V,Cr)C higher at 3,5 times the wear resistance of the original alloy and 1,5-1,7 times the durability of plates with known coatings. Keywords: steel U10A, hard alloy T15K6, carbides, Ti, V, Cr, multicomponent carbides, design of experiments, mechanical properties, durability.

Вступ. Інструментальні сталі та тверді сплави в процесі експлуатації зазнають впливу високих температур та напружень, зносу, корозії. При цьому, найбільше руйнування виробів відбувається на поверхні, що, цілком зрозуміло, призвели до розробки методів підвищення властивостей поверхні інструментів. На цей час відома значна кількість технологій поверхневого зміцнення, що дозволяє підвищити працездатність інструментальних матеріалів [1 – 6]. Найбільш перспективним напрямком підвищення стійкості інструментів є розробка покриттів на основі карбідів перехідних металів IV – VI груп періодичної системи, які відзначають комплексом високих фізико-механічних властивостей [1, 3, 4]. Значна кількість робіт присвячена процесам одно- та двокомпонентного насичення [1, 3, 4]. В той же час, процеси триком-

понентного насичення перехідними металами інструментальних сталей та твердих сплавів досліджені не достатньо. Необхідно відзначити, що зносостійкість композиції покриття – основа в умовах експлуатації визначаються в першу чергу структурою, мікротвердістю та мікрокрихкістю покриттів [2, 7-9]. Типова ситуація, яка зустрічається на практиці й розглянута в цій роботі це твердий шар на більш пластичній та менш твердій основі. Отримання для карбідних покриттів високого опору тепловому або механічному ударам в силу їх високої крихкості не завжди можливо. Слід зазначити, що для вирішення викладених в роботі питань відсутні методики кількісної оцінки мікрокрихкості твердих покриттів, їх мікроміцності та адгезії з основою. Постановка завдання. Метою запропонованої роботи є отримання

на поверхні інструментальних сталей та твердих сплавів карбідних покриттів титану, ванадію і хрому при одно-, дво- та трьохкомпонентному насиченні; встановлення оптимальних складів вихідних компонентів при трьохкомпонентному насиченні; визначення мікротвердості, мікрокрихкості, адгезійної взаємодії покриттів з основою, зносостійкості. Матеріали та методика досліджень. В якості об’єктів дослідження були вибрані сталі У10А, та твердий сплав Т15К6. Покриття наносили в закритому реакційному просторі за умов зниженого тиску. В якості вихідних компонентів використовували порошки або суміш порошків титану, ванадію, хрому, чотирихлористий вуглець та деревне вугілля [3]. Вплив ефектів взаємодії (склад вихідної суміші) на параметри оптимізації

Компрессорное и энергетическое машиностроение №2 (40) июнь 2015

(товщина, мікротвердість, пористість покриттів, тощо) є суттєвим. В цій ситуації аналітичне представлення в залежності «склад-властивості» можливе при аналізі математичної моделі планування експерименту. Відомий метод Шеффе, який дає можливість побудувати залежність «склад-властивості» [8]. Склад суміші задають симплексом, а поверхню відгуку (властивість) описують аналітичним рівнянням. Склади вихідних компонентів вибирали відповідно до планів Шеффе [8]. Вони відповідали вузлам симплексних граток таким чином були досліджені фазовий, хімічний склади, структура, мікротвердість, тощо в широкому діапазоні складів насичуючої суміші. Мікрокрихкість карбідних шарів оцінювалися при індентуванні на приладі ПМТ із записом кривої навантаження. Площадка на кривій «зусиллядеформація» відповідала навантаженню утворення тріщини Рт з розміром С. Відношення Рт / С2 було запропоновано називати мікроміцністю покриття (σмп). Використання, як характеристики мікроміцності, цілком правомірно. Тріщина, як продовження відбитку піраміди Віккерса, росте в тому випадку, поки розклинююче напруження, ініційоване індентором, перевищує межу міцності на розрив. В якості величини, що характеризує мікрокрихкість карбідних покриттів, запропоновано використовувати безрозмірний показник γ, який відображає зв’язок між ) мікротвердістю покриття ( ). та його мікроміцністю ( Фазовий та хімічний склади, мікроструктура покриттів визначалися методами сучасного матеріалознавства. Результати досліджень. Хіміко-термічну обробку сталі У10А та твердого сплаву ВК8 виконували порошковим методом при температурі 1050 оС впродовж 2 годин. В якості вихідних сумішей використовували порошки або суміш порошків Ti, V, Cr. Склади вихідних сумішей відповідали вузлам симплексної гратки. В табл. 1 наведені результати досліджень фазового складу, товщини, мікротвердості покриттів на сталі У10А. Слід зазначити, що при трикомпонентному насиченню Ti, V, Cr і при двокомпонентних процесах титанованадіювання, титанохромування на сталі У10А і сплаві

ВК8 утворюються дифузійні шари на основі карбіду титану ТіС, легованого в певній мірі ванадієм та хромом. Сформовані при трикомпонентному насиченні на сталі У10А і твердому сплаві ВК8 шари ТіС відрізняються в залежності від складу вихідної суміші товщиною, мікротвердістю, періодом кристалічної гратки, пористістю. Параметрами оптимізації було обрано: мікротвердість, товщину дифузійного шару. Експериментальну результати обраховані в вигляді повного четвертого ступеня, графічна інтерпретація яких наведена на рис. 1.

Слід зазначити, що області оптимальних складів для товщини, мікротвердості та мікрокрихкості близькі. Розрахунки коефіцієнтів кореляції між вказаними властивостями свідчать про те, що зв’язок є статично значимим. В роботі показано, що при одночасному насиченні сталі У10А та твердого сплаву Т15К6 титаном і ванадієм, титаном і хромом, титаном, ванадієм, хромом на поверхні останніх формується шар на основі карбіду титану ТіС, товщина, мікротвердість, мікрокрихкість якого визначається співвідношенням вихідних компонентів. Концентрація ванадію та хрому у шарі ТіС після

а)

б) Рис. 1. Зміна товщини шару (а), мікротвердості (б) покриття Ti-V-Cr на сталі У10А

титанванадійхромування становить відповідно 1,5–2,9 та 0,9–1,6 % мас. на сталі У10А; 1,9–3,1; 1,0–1,6 % мас. на твердому сплаві Т15К6. Мікроструктури покриттів (Ti,V,Cr)C наведені на рис. 2. Загальною ознакою покриттів на сталях та твердих сплавах є дрібнозерниста структура по всій товщині. Встановлено, що карбідні шари (Ti,V,Cr)C складаються з окремих рівновісних зерен розміром 0,5 – 1,0 мкм на сталі У10А та 0,1 – 0,5 мкм на сплаві Т15К6. В покриттях на сталі У10А будова була виявлена металографічним методом шляхом травлення шліфів реактивом Муракамі. На твердому сплаві руйнування покриття відбувається при зламі по границях зерен. В цьому випадку формується рельєф, що відповідає формі окремих зерен. Слід зазначити, що виділення окремих фаз на границях зерен відсутнє. Міжкристалітний злам покриття (Ti,

V, Cr)C на сталі Т15К6 обумовлений, вірогідніше за все, низькою когезією зерен. Останнє підтверджується результатами досліджень механічних властивостей покриттів методом кінетичної мікротвердості наведено в таблиці 2.

а)

М е т а л о г р а ф і ч н и м и дослідженнями матеріалу покриття в області проникнення алмазної піраміди приладу ПМТ-3 встановлена присутність зони пластичності та зони руйнування. Остання проявляється у вигляді радіальних тріщин.

б)

в)

г)

Рис. 2. Мікроструктури титанованадійхромових покриттів на сталі У10А (а, б) та твердому сплаві Т15К6 (в, г); а) – х1400, б) – х1000, в) – х1200, г) – х5400, б, г – злами, а, в – травник Муракамі, насичуюча суміш: Ti (65%), V (20%), Cr (15%); а, в – оптичний мікроскоп

Таблиця 1. Матриця планування й результати визначення фазового складу, товщини, мікротвердості та мікрокрихкості покриттів Ті, V, Cr на сталі У10А

Склад суміші

Ті

(х1)

(х2)

(х3)

3/4

1/4

1/2

Позначення, у

Характеристики та властивості покриттів Фазовий склад

Товщина, мкм

Мікротвердість, ГПа

У1

ТіС

21,0

18,0

У1112

ТіС

22,0

1/2

У12

ТіС

18,0

23,6

1/4

3/4

У1222

ТіС

17,0

24,7

1/4

У2

VC, V2C

14,0

25,1

1/2

3/4

1/4

У2223

VC, Cr7C3

14,0

34,3

3/4

1/2

У23

VC, Cr7C3

18,0

40,7

1/2

1/4

3/4

У2333

VC, Cr7C3

18,0

42,1

1/4

У3

Cr7C3, Cr23C6

16,0

39,4

1/4

3/4

У1333

ТіС

17,5

40,0

1/3

1/2

У13

ТіС

18,5

37,5

1/4

У1113

ТіС

21,0

31,0

1/4

У1123

ТіС

15,0

36,1

1/2

1/4

У1223

ТіС

12,0

37,5

1/4

1/2

У1233

ТіС

22,0

41,3

1/3

У123

ТіС

14,0

39,0

Компрессорное и энергетическое машиностроение №2 (40) июнь 2015

Аналіз отриманих результатів показав залежність показників мікромеханічних характеристик покриттів від їх твердості, структури (розмір та форма зерен) напружень першого роду. Останній показник визначається різницею в коефіцієнтах термічного розширення покриття і основи, температурою хіміко-термічної обробки, товщиною покриттів, наступною термічною обробкою. Серед досліджених в роботі покриттів найбільші після ХТО напруження виникають в шарах карбіду VC, найменші – в Cr7C3, Cr23C6. Цілком зрозуміло, що це будуть напруження стиснення, бо коефіцієнт термічного розширення сталей та твердих сплавів вищий, ніж карбідів. Таким чином, тріщини ініційовані алмазним індентором приладу ПМТ-3, паралельна границі покриття – основа. Встановлено, що найвища міцність характерна для покриттів (Ti,V,Cr)C та Cr7C3, Cr23C6 при суттєво відмінній мікротвердості. Самим крихким виявилося покриття ТіС при мікротвердості 39,8 ГПа практично однакові з мікротвердістю (Ti,V,Cr)C 41,0 ГПа. Саме високе напруження відшарування покриття від основи має місце для шарів Cr7C3, Cr23C6 та (Ti,V,Cr)C. Високі величини вказаної властивості можна пояснити значним рівнем проникнення титану, ванадію, хрому в ос-

нову, а елементів основи в покриття, та рівнем напружень першого роду. Відомі факти відшарування карбідних покриттів значної товщини при охолодженні після ХТО, або в процесі експлуатації при виникненні в покритті кромок з малим радіусом кривизни. Утворені в покритті такі кромки будуть концентрувати напруження. Результати випробовувань сталі У10А з покриттями в умовах тертя ковзання без змащування по схемі вал-вкладка без попередньої притирки поверхонь наведено на рис. 3. Загальною ознакою всіх покриттів при випробовуваннях запропонована методикою, є висока швидкість на початку експерименту з планування. Це зумовлено процесами притирання в перші часи випробовувань, а також значними контактними навантаженнями. Останні з часом, по мірі зростання площі лунки зменшуються, як і зменшується вплив на результати зношування в процесі притирання. Випробовування показали, що покриття сталі У10А в зоні контакту зношуються за прийнятих жорстоких умов за 20–50 с. експерименту. Весь наступний час випробовувань лабораторних зразків, експлуатації реальних деталей машин, інструментів зношується композиція покриття – основа. Як вже зазначили, формування зон покриття з гострими краями (радіус

заокруглення r) при дії в покритті товщиною t стискуючих напружень t сприяє виникненню нормального напруження n = t·(t/r) [11] та відшаруванню покриттів. В роботі з метою визначення доцільності нанесення багатокомпонентних карбідних покриттів (Ti, V, Cr) C було проведено стійкісні порівняльні випробовування багатогранних твердосплавних пластин з механічним кріпленням із сплаву Т15К6 при точінні сталі Х12М (рис. 4). Випробовування проводили в жорстоких умовах різання відповідно до відомих рекомендацій [12]. Ріжучі властивості пластин з покриттями порівнювали з ріжучими властивостями пластин без покриттів. Аналіз отриманих даних показав, що найбільший ефект при різанні сталі Х12М показав сплав Т15К6 з покриттям (Ti, V, Cr) C. Встановлену залежність можна пояснити з урахуванням відомих факторів, які впливають на стійкість інструменту [3,5,6]: висока твердість сполуки (Ti, V, Cr)C, значні мікромеханічні властивості, висока щільність і хороша адгезія з карбідним шаром вторинних структур, що виникають в зоні контакту при різанні. Висновок. Методом планування експерименту визначено оптимальні склади вихідних сумішей для отримання на сталі У10А та твердому сплаві Т15К6

Навантаження утворення тріщини, Рт, Н

Розмір тріщини, С, мкм

Мікроміцність, ГПа

Показник мікрокрихкості, γ

Напруження відшарування покриття, ГПа

Титанованадійхромування

Мікротвердість, ГПа

Хромування

Товщина, мкм

Ванадіювання

Фазовий склад покриття

Титанування

Вихідний сплав

Вид обробки

Таблиця 2. Фазовий склад та властивості карбідних покриттів на сталі У10А та твердому сплаві Т15К6 склад насичуючої суміші: Ti 70%, V 15%, Cr 15%; температура 1050 оС; τ=2 години

У10А

ТіС

17,5

39,8

0,50

40,5

0,30

130,5

0,07

Т15К6

ТіС

4,5

30,1

0,60

35,0

0,50

61,6

0,19

У10

16,0

29,8

0,40

34,5

0,34

87,8

0,12

Т15К6

5,0

26,6

0,45

31,0

0,47

56,8

0,18

Cr7C3

8,0

16,2

0,80

35,0

0,65

24,8

0,23

Cr23C6

13,0

17,5

0,45

36,0

0,58

30,2

−

19,5

41,0

0,65

37,0

0,47

86,3

0,12

6,5

30,5

0,65

35,0

0,53

57,5

0,14

У10А У10А Т15К6

(Ti,V,Cr) C (Ti,V,Cr) C

Рис. 3. Зносостійкість сталі У10А з карбідними покриттями в умовах тертя ковзання без змащування: 1-У10А; 2-VC; 3-TiC; 4- Cr7C3, Cr23C6; 5-(Ti,V,Cr)C; швидкість ковзання 5 м/с; навантаження 1,5 Н

багатокомпонентних покриттів (Ti, V, Cr)C з максимальною товщиною та мікротвердістю. Мікроструктурним аналізом встановлено, що карбідні шари (Ti, V, Cr)C складаються з окремих рівновісних зерен розміром 0,5–1,0 мкм на сталі У10А та 0,1 – 0,5 мкм на сплаві Т15К6. Мікротвердість шарів (Ti, V, Cr)C, досліджена в роботі, становила 41,0 ГПа на сталі У10А та 30,5 ГПа на сплаві Т15К6. Методом кінетичної мікротвердості показано, що показники мікротвердості, мікрокрихкості, адгезії з основою вище, ніж покриттів на основі карбіду титану ТіС; ванадію VC, V2С; хрому Cr7C3, Cr23C6. Зносостійкість сталі У10А з покриттям (Ti, V, Cr)C вища за зносостійкість сталі з покриттями на основі карбідів титану, ванадію, хрому в 1,2–2,7 рази, зносостійкість сплаву Т15К6 з покриттям (Ti,V,Cr)C при обробці різанням сталі Х12М зросла в порівнянні з відомими в 1,5–1,7 рази. Список літератури 1. М н о г о к о м п о н е н т н ы е дифaузионные покрытия на железоуглеродистых сталях / А. Г. Ворошнин, А. А. Шматов, Б. Б. Хина, С. Д. Башлик. – Минск : БНТУ, 2007. – 470 с. 2. Прокошкин Д. А. Химикотермическая обработка металов – карбонитрация / Д. А. Прокошкин. – М. : Машиностроение, 1984. – 240 с. 3. Диффузионные карбидные покрытия / В. Ф. Лоскутов,

Третьяков. – М. : Машиностроение, 1986 – 192 с. 7. Хижняк В.Г. Определение скалываемости карбидных покрытий. Диффузионные покрытия на металлах / В.Г. Хижняк, Е.Я. Чудновская. – Киев: ИПМ, 1988. – С. 93 97. 8. Новик Ф. С. Планирование эксперимента на симплекс при изучении металлических систем / Ф. С. Новик. – М. : Металлургия, 1985. – 256 с. 9. Аналитическое определение условий разрушения материалов с защитными покрытиями // Защитное покрытие на металлах / В. И. Похмурский, А. Т. Берестейский, И.Л. Гныл и др. – Киев: Наукова думка, 1984. – № 18. – С. 25-28. 10. Хижняк В.Г. Определение микрохрупкости карбидных покрытий с использованием метода кинетической микротвердости

Рис. 4. Кінетика зносу твердосплавної пластини Т15К6 з покриттями: 1 – (Ti,V,Cr)C; 2 – (Ti,Cr)C; 3 - TiC; 4 - VC, Cr7C3; 5 в без покриття; точіння сталі Х12М; V=3,3 м/с; S = 0,036 мм/об; τ = 1,0 мм

В. Г. Хижняк, Ю. А. Кугицкий, М. В. Киндрачук. – К. : Техніка, 1991. – 168 с. 4. Химико-термическая обработка металов и сплавов / Г. В. Борисенок, П. А. Васильев, П. Г. Воронин и др. – М. : Металургия, 1981. – 424 с. 5. Мацевитый В.М. Покрытие для режущих инструментов / В.М. Мацевитый. – Х. : Вища школа. издво при Харьк.ун-те, 1987. – 128 с. 6. Верещака А.С Режущие инструменты с износостойким покрытием / А.С Верещака, И.П.

// Известия высших учебных заведений. Черная металлургия / В. Г. Хижняк, О. І. Дудка, О. В. Хижняк. – 1996. – № 9. – С. 83-84. 11. Pawel P.C. Vapor deposition / P.C. Pawel. – New Yourk, 1996. – P. 198 12. Методика исследований металургического инструмента общеметалостроительные нормативы режимов резания для технического нормирования работ на металургических станках. – Часть 1. – М. : Машиностроение, 1974 – 406 с.

Компрессорное и энергетическое машиностроение №2 (40) июнь 2015

Ïðîåêòèðîâàíèå è ìîäåëèðîâàíèå

ÓÄÊ 681.513.3

Ã. È. Канþк, д-р теõн. наук, проф., А. Þ. Ìезерÿ, канд. теõн. наук, доц., Å. Í. Áлизниченко, канд. теõн. наук (Óкраинскаÿ инженерно-педагогическаÿ академиÿ, г. Õарüков, Óкраина)

Ìàòåìàòè÷åñêîå ìîäåëèðîâàíèå ñèñòåì ðåãóëèðîâàíèÿ òóðáîãåíåðàòîðíûõ óñòàíîâîê

Предложены математические модели элементов систем регулирования турбогенераторных установок, а именно: электрогидравлического преобразователя, отсечного золотника, сервомотора и общая математическая модель электрогидравлического исполнительного механизма. Получена замкнутая система уравнений, описывающая динамику электрогидравлического исполнительного механизма системы автоматического регулирования частоты и мощности турбины, разработаны уточненные, по сравнению с существующими, математические модели электрогидравлических исполнительных механизмов с учетом основных процессов и элементов, оказывающих существенное влияние на точность регулирования. Ключевые слова: электрогидравлический исполнительный механизм, система регулирования частоты и мощности, турбогенераторная установка, электрогидравлический преобразователь. Запропоновано математичні моделі елементів систем регулювання турбогенераторних установок, а саме: електрогідравлічного перетворювача, відсічного золотника, сервомотора та загальна математична модель електрогідравлічного виконавчого механізму. Отримано замкнуту систему рівнянь, що описує динаміку електрогідравлічного виконавчого механізму системи автоматичного регулювання частоти і потужності турбіни, розроблені уточнені, у порівнянні з існуючими, математичні моделі електрогідравлічних виконавчих механізмів з урахуванням основних процесів і елементів, що істотно впливають на точність регулювання. Ключові слова: електрогідравлічний виконавчий механізм, система регулювання частоти і потужності, турбогенераторна установка, електрогідравлічний перетворювач. They аre offered mathematical models system element regulations turbine installation, as follows: electro-hydro of the converter, servomotor and general mathematical model electro-hydro executive mechanism. It is received closed system of the equations, describing speaker electro-hydro executive mechanism of the system of the automatic regulation of the frequency and powers of the turbine, is designed elaborated, in contrast with existing, mathematical models electro-hydro executive mechanism with provision for the main processes and element, renderring essential inﬂuence upon accuracy of the regulation. Keywords: electro-hydro executive mechanism, system of the regulation of the frequency and powers, turbine installation, electro-hydro converter.

Введение и постановка цели исследования Турбогенераторные установки предназначены для выработки и передачи в энергетическую систему переменного тока в требуемом количестве (требуемой мощности) и с заданным качеством. В связи с этим, основная задача регулирования паровых турбин – приведение в соответствие производимой и потребляемой мощности при одновременном поддержании требуемого качества (заданного уровня частоты) переменного тока [1]. Задача регулирования турбин является составной частью ряда общих задач современной энергетики, к которым относятся [2, 3]: – обеспечение надежной и экономичной работы энергоблоков; – обеспечение максимальной пропускной способности и устойчивости межсистемных линий электропередач при регулировании перетоков мощности; – обеспечение требуемого качества производимой электроэнергии; – автоматизация управления электростанциями; – энергосбережение. Повышение показателей качества регулирования позволяет решить ряд важных научно-технических задач [4, 5, 6]:

во-первых, повышение точности регулирования частоты вращения турбогенераторных установок (обеспечение стабильности частоты вырабатываемой электрической энергии) приводит к повышению качества электроэнергии, обеспечивает возможность интеграции электростанций в различные энергетические системы, в т.ч. – в международные; во-вторых, повышение точности регулирования мощности энергоблоков (т.е., соответствия заданной и фактической мощности) обеспечивает повышение КПД электростанций, уменьшение непроизводительных затрат топлива; в-третьих, повышение качества переходных процессов (уменьшение перерегулирования, колебательности) приводит к снижению динамических нагрузок на стопорно-регулирующие клапаны, паропроводы, элементы турбин, а это повышает надёжность, безопасность и срок службы оборудования. Таким образом, необходимое качество регулирования требует наличия адекватных математических моделей объектов управления. Поэтому целью данной работы является повышение эффективности работы электростанций путем обеспечения точности регулирования частоты вращения турбогенераторных установок

на основе математического моделирования динамики электрогидравлического исполнительного механизма САР Ч и М. Математическая модель электрогидравлического преобразователя Электрогидравлический преобоазователь (ЭГП) включает в себя электромеханический преобразователь (ЭМП), гидравлический усилитель типа "сопло-заслонка" (первый каскад усиления) и пропорциональный золотниковый усилитель (второй каскад усиления). Без учета динамических характеристик ЭМП и элемента "сопло-заслонка" структурная математическая модель электромеханической части ЭГП может быть представлена в виде передаточной функции последовательного соединения пропорционального и колебательного звеньев: ,

(1)

или в виде соответствующего дифференциального уравнения второго порядка ,

(2)

где Хоз – координата положения отсечного золотника; mоз – приведенная (с учетом массы датчиков) масса и – коэффициент плунжера отсечного золотника; жидкостного трения и сила сухого трения между плунжером и гильзой золотника; ,

результирующая сила гидростатического давления на плунжер золотника; Рб и Рд – давления в характерных полостях золотника; Sб и Sд – эффективные площади ра– проекция на ось перебочих полостей золотника; мещения плунжера (ось x) гидродинамической силы, действующей на плунжер; Gоз = mоз g – вес плунжера; φоз – угловое отклонение оси плунжера от вертикального положения. Гидродинамические силы, действующие на плунжер отсечного золотника, могут быть представлены в виде суммы нестационарных (инерционных) и стационарных составляющих. При этом обобщенные (при произвольном направлении смещения плунжера) выражения для векторов гидродинамических сил, действующих в соответствующих полостях отсечного золотника, могут быть представлены в следующем виде:

где iу – управляющий ток на выходе из ВСУ; Хз – координата положения золотника ЭГП; Кэгп, Тэгп, ζэгп – статический коэффициент передачи, постоянная времени и коэффициент относительного демпфирования электромеханической части ЭГП. Процесс изменения давления в линии управления отсечным золотником описывается уравнением баланса расходов рабочей жидкости через дросселирующую щель золотника ЭГП, управляющую полость отсечного золотника и линию слива. Это уравнение имеет вид: ,

(3)

(8)

(9)

;

(10)

(11)

где ;

(4)

(5)

и –

или, в проекциях на продольную (х) и поперечную (у) оси золотника:

(6)

расходы рабочей жидкости, соответственно, через дросселирующую щель золотника ЭГП, через управляющую полость отсечного золотника и через сливную линию; Sз(Хз), Sy и Sсл – площади дросселирующей щели золотника ЭГП, управляющей полости отсечного золотника и сливной линии; Ру, Ро, Рсл – давления в управляющей полости, в силовой и сливной линиях; Vу – приведенный (с учетом объема подводящих каналов) объем управляющей полости; ρ и χ – плотность и адиабатический модуль объемной упругости рабочей жидкости. Математическая модель отсечного золотника Математическое описание динамических процессов в отсечном золотнике может быть выполнено при помощи уравнения движения плунжера золотника и уравнения баланса расходов рабочей жидкости, проходящей через щели и полости золотника. Уравнение движения плунжера отсечного золотника может быть представлено в следующем виде: ,

(12)

(7)

(13)

(14) В формулах (9)-(14): lб, lв, lг, lд – длины соответствующих полостей отсечного золотника; Qб, Qв, Qг, Qд – расходы рабочей жидкости через соответствующие полости; Sоз = Sоз(Хоз) – площади проходных сечений рабочих окон отсечного золотника, являющиеся функциями его положения (координаты Хоз); θб, θв, θг, θд – углы наклона векторов скорости рабочей жидкости, протекающей через соответствующие рабочие окна, к поперечной оси плунжера. Продольная составляющая гидродинамической (13) является одной из сил, входящих в уравнесилы ние движения плунжера золотника (7).

Компрессорное и энергетическое машиностроение №2 (40) июнь 2015

Поперечная составляющая прижимает плунжер ко втулке золотника и, таким образом, определяет величину силы сухого трения в паре "плунжер-втулка": ,

(29) (30)

(15)

– коэффициент сухого трения в паре "плунжергде втулка". Выражения (13) и (14) могут быть записаны в следующей, более компактной форме, с использованием функции sign {Хоз}

(31) (32) где (33)

; (16) ,

(17)

где (18) Уравнения баланса расходов рабочей жидкости через отсечной золотник при положительном направлении смещения плунжера (Хоз>0) принимают вид:

;

(34)

(35)

При использовании функции sign{Хоз} уравнения (19)-(21); (25)-(27); (29)-(32); (33)-(35) могут быть записаны в следующей обобщенной форме: ;

(19)

(36)

;

(20) (21)

(37) ;

(38)

где –

(22) (23)

(39)

где ;

–(24) составляющие расходов, обусловленные сжатием рабочей жидкости в соответствующих полостях золотника; ;

(40)

(41)

(25) (42) (26) ;

–

(43)

(27)

расходы жидкости через рабочие окна золотника; – (28) расход жидкости, обусловленный изменением объема и полости "д" при перемещении плунжера золотника; – расходы рабочей жидкости, поступающей, соответственно, в поршневую и штоковую полости гидроцилиндра (сервомотора). В формулах (22)-(28): Рв, Рг, Рд – давления жидкости в соответствующих полостях золотника; Vв, Vг, Vд – объемы полостей; μоз – коэффициент расхода рабочих окон – максимальное значение площади прозолотника; ходного сечения рабочего окна золотника (при полном открытии окна). При отрицательном направлении смещения плунжера (Хоз<0) уравнения баланса расходов жидкости через отсечной золотник принимают вид:

(44)

(45) Математическая модель сервомотора Математическая модель сервомотора может быть представлена уравнениями баланса расходов рабочей жидкости через полости сервомотора, уравнениями движения жидкости в подводящих каналах и уравнением движения нагруженного поршня. Уравнения баланса расходов жидкости через поршневую и штоковую полости сервомотора могут быть представлены в виде:

;

(46) ,

(47)

где ;

(48)

и –

где λкп, λкш, λкп, λкш – коэффициенты гидравлического трения и местных гидравлических сопротивлений в каналах подвода жидкости к поршневой и штоковой полостям сервомотора; lкп, lкш, dкп, dкш, Sкп, Sкш – длины, диаметры и площади поперечных сечений подводящих каналов. Уравнение движения поршня сервомотора может быть записано в виде:

(49)

расходы рабочей жидкости, обусловленные перемещением поршня и корпуса сервомотора (перемещение корпуса возможно из-за упругости его опор); ;

(50)

, (58) – приведенная к поршню сервомотора масса где подвижных частей, определяемая из условия равенства кинетических энергий реального Е и приведенного Епр передаточного механизма: , (59) откуда

–

;

(51)

составляющие расходов, обусловленные сжатием рабочей жидкости в поршневой и штоковой полостях сервомотора;

(60)

или, с учетом кинематических соотношений передаточного механизма ;

(52)

(61)

; –

(62)

(53) ;

расходы утечек жидкости из поршневой и штоковой полостей сервомотора; ;

(54)

расход перетечек жидкости между полостями сервои – расходы жидкости, поступамотора; ющие в поршневую и штоковую полости сервомотора (или сливающиеся из них) через рабочие окна отсечного золотника. В формулах (48)-(55) Vп и Vшт – рабочие объемы поршневой и штоковой полостей сервомотора; –

(55)

суммарное смещение корпуса сервомотора из-за подати – составляющие суммарного ливости его опор; смещения корпуса, обусловленные давлениями жидкои – жестсти в поршневой и штоковой полости; кости опор, установленных со стороны поршневой и и – приведенштоковой полостей сервомотора; ные объемы поршневой и штоковой полостей сервомои – объемы поршневой и штоковой полостей тора; в исходном (среднем) положении поршня сервомотора; и – объемы каналов подвода жидкости к поршнеи – давления в поршвой и штоковой полостям; невой и штоковой полостях сервомотора. Уравнения движения рабочей жидкости в подводящих каналах сервомотора могут быть записаны в следующем виде: ;

(57)

(56)

(63) ;

(64)

и – приведенные к поршню сервомотора значения коэффициента скоростного трения и силы сухого – приведенное к поршню сервомотора знатрения; чение позиционной нагрузки (приведенная жесткость); – приведенное к поршню сервомотора значение постоянной составляющей нагрузки. В формулах (61)-(65) mп, Jвр, Jр, mкл – значения масс и моментов инерции, соответственно, поршня, вала, рычага и регулирующего клапана ωвр и ωр – угловые скорости вала и рычага; χкл – скорость перемещения регулирующего клапана; rш, rк(φвр), rр1, rр2 – радиусы, соответственно, зубчатой шестерни, сопряжения кулачка с рычагом, и коромысел рычага, соединенных с кулачком и со штоком регулирующего клапана; –

(65)

текущее значение угла поворота вала. Математическая модель регулятора может быть представлена следующим соотношением: ,

(66)

где (67) значения токовых сигналов задатчика и датчиков обратных связей по положению сервомотора и отсечного – коэффициенты передачи датчиков золотника; kхi и

Компрессорное и энергетическое машиностроение №2 (40) июнь 2015

положения сервомотора и отсечного золотника; К1 и К2 – коэффициенты усиления обратных связей регулятора по положению сервомотора и отсечного золотника. Общая математическая модель электрогидравлического исполнительного механизма Окончательно математическая модель электрогидравлического исполнительного механизма САР Ч и М может быть представлена следующей системой уравнений:

(68)

где ;

(69)

(70)

;

(71)

;

(72)

;

(73)

;

(74)

;

(75)

;

(76)

;

(77)

;

(78) ;

(79)

;

(80) .

(81)

Таким образом, в результате математического моделирования получена замкнутая система уравнений, описывающая динамику электрогидравлического исполнительного механизма САР Ч и М. С учетом соотношений (70)-(82) система уравнений (69) представляет собой систему из одиннадцати обыкновенных нелинейных дифференциальных уравнений со следующими одиннадцатью неизвестными функциями: – положение золотника ЭГП (Хз); – давление в линии управления отсечным золотником (Ру); – положение отсечного золотника (Хоз); – давления Рв, Рг, Рд в соответствующих полостях отсечного золотника; ) по– давления в поршневой ( ) и штоковой ( лостях сервомотора; – расходы жидкости через поршневую ( ) и што) полости сервомотора; ковую ( – положение поршня сервомотора (Хгц). Выводы Для выполнения анализа причин и факторов, влияющих на показатели качества регулирования частоты и мощности турбогенераторных установок (и, соответственно, производимой энергии), разработаны уточненные, по сравнению с существующими, математические модели электрогидравлических исполнительных механизмов с учетом всех основных процессов и элементов, оказывающих существенное влияние на точность регулирования. Разработанная математическая модель является базой для теоретических исследований влияния различных факторов и параметров на точность регулирования частоты и мощности турбогенераторных установок. Список литературы: 1. Веллер В. Н. Автоматическое регулирование паровых турбин / Веллер В. Н. – М.: Энергия, 1977. – 406 с. 2. Рохленко В. Ю. Системы регулирования турбин ХТЗ / В. Ю. Рохленко, А. И. Клурфельд. – М.: Энергоатомиздат, 1988. – 104 с. 3. Рохленко В. Ю. Основные особенности электрогидравлической системы регулирования НПО «Турбоатом» для турбин ТЭС / В. Ю. Рохленко, Т. Я. Жорницкая // Теплоэнергетика. – 1990. – № 5. – С. 22 – 25. 4. Гриб О. Г. Анализ параметрического подхода к определению ответственности субъектов за нарушение качества электрической энергии / О. Г. Гриб, Г. А. Сендерович, П. Г. Щербакова // Світлотехніка та електроенергетика. – 2007. – №2(10). – С. 64 – 73. 5. Сендерович Г. А. Анализ влияния потребителей на несимметрию по обратной последовательности в точке общего присоединения / Г. А. Сендерович // Восточно-европейский журнал передовых технологий. – 2005. – № 1/2 (13). – С. 89 – 94. 6. Глазер Ф. Ю. Экспериментальные исследования системы автоматического регулирования турбины Т-250/300-240 по ТМЗ при импульсных разгружениях / Глазер Ф. Ю., Лившиц М. Л. // Исследование автоматических систем регулирования турбин: Сб. науч. тр. Всесоюз. теплотех. НИИ. – М.: Энергоиздат, 1982. – С.12 – 21.

Ïðîåêòèðîâàíèå è ìîäåëèðîâàíèå

ÓÄÊ 621.65.02

Ë. Ì. Ñалтанова, асп³рант, Ñ. Î. Ëугова, к.т.н. науковиé сп³вроá³тник, ². Â. Криштоп, асп³рант (Ñумсüкиé державниé ун³верситет, Óкра¿на)

Ïëàíóâàííÿ áàãàòîôàêòîðíîãî â³ðòóàëüíîãî åêñïåðèìåíòó äëÿ äîñë³äæåííÿ âèõðîâîãî ñòóïåíÿ Робота присвячена плануванню віртуального експерименту для дослідження вихрового ступеня, який входить до складу комбінованого самовсмоктувального відцентрово-вихрового насоса. Ключові слова: вихровий ступінь, відцентрово-вихровий насос, віртуальний експеримент, планування експерименту. Работа посвящена планированию виртуального эксперимента для исследования вихревой ступени, которая входит в состав комбинированного самовсасывающего центробежно-вихревого насоса. Ключевые слова: вихревая ступень, центробежно-вихревой насос, виртуальный эксперимент, планирование эксперимента. The paper is devoted to planning virtual experiment to study the vortex stage, which is part of the combined self-priming centrifugal vortex pump. Keywords: vortex stage, centrifugal vortex pump, a virtual experiment, experiment planning.

Постановка проблеми. Створення нового і вдосконалення існуючого насосного обладнання вимагає проведення великої кількості експериментальних досліджень. Оптимізувати їх кількість та забезпечити необхідну достовірність отриманих результатів дозволяють математичні методи планування експерименту [1-3]. Планування експерименту може проводитись як для одно факторного, так і для багатофакторного експерименту [2-4]. Основним недоліком однофакторного планування являється те, що варіювання відбувається тільки одного параметру, а всі інші залишаються незмінними, що в подальшому може призвести до прийняття хибних рекомендацій та рішень. Застосування багатофакторного планування дає змогу одночасно варіювати декількома параметрами, що дозволяє всебічно проаналізувати експеримент, дослідити кількісний та якісний вплив кожного з факторів на параметр оптимізації. Аналіз останніх досліджень. За результатами проведеного аналізу літературних джерел було визначено ряд геометричних параметрів вихрового ступеня, що впливають на його характеристики [5]. Крім того, на цей час не існує аналітичних методів визначення характеристик вихрових ступенів для конкретних геометричних параметрів, а також їх вплив на напірну та енергетичну характеристики [6]. Аналіз сучасних методів дослідження показав, що найбільш ефективним і малозатратним методом дослідження течії, визначення інтегральних характеристик являється віртуальний експеримент, який ґрунтується на чисельному рішенні системи рівнянь, що описують фундаментальні закони гідродинаміки: рівнянь руху в'язкої рідини та рівнянь нерозривності, що забезпечує обґрунтованість застосування цього методу при дослідженні течії в проточній частині лопатевих гідромашин.

Всебічне дослідження впливу різних комбінацій вихрових ступенів для проведення фізичного експерименту потребує великої кількості матеріальних затрат і часу. Тому для дослідження вихрового ступеня комбінованого самовсмоктувального відцентрово-вихрового насоса було прийнято рішення провести планування віртуального експерименту. Формулювання цілей. Основним завданням являється розгляд можливостей застосування планування віртуального експерименту для знаходження оптимального співвідношення геометричних розмірів вихрового ступеня. Основна частина. Параметрами оптимізації виступають ККД та напір вихрового ступеня, бо вихрові ступені мають низьке значення ККД, а від його напору залежить висота самовсмоктування відцентрововихрового насоса [5]. Попередні дослідження дозволили виявити основні фактори, що впливають на параметри оптимізації ступеня: H,η=f(D2,b,z),

(1)

де Н – напір ступеня, м; η – ККД ступеня, %; D2 – зовнішній діаметр вихрового робочого колеса, мм; b – ширина вихрового робочого колеса, мм; z – кількість лопатей. На рис. 1 показано конструкцію вихрового ступеня, який входить до складу самовсмоктувального насосу. В якості плану експерименту обраний повний факторний експеримент 23, який дозволяє оцінити вплив кожного з факторів на параметри оптимізації. З метою уникнення протиріч при виборі діапазону варіювання факторів впливу та їхньої сукупності у встановленних границях діапазону, при плануванні експерименту проведено пошукові експерименти для визначення області, в межах якої були б реалізовані сполучення рівнів факторів. Оскільки фактори впливу

Компрессорное и энергетическое машиностроение №2 (40) июнь 2015

є величинами, що мають різну розмірність, а значення цих величин мають різні порядки, для отримання поверхні відгуку цих функцій проведено операцію кодування факторів у вигляді лінійного перетворення факторного простору [7]. Встановлено такі значення рівнів факторів в умовному масштабі: нижній –1, основний 0, верхній +1, загальна кількість дослідів n дорівнює 8. Істинні значення факторів встановлено на основі проведення пошукових експериментів і наведено в табл. 1. Факторний експеримент здійснювався за допомогою матриці планування (табл. 2). Параметри оптимізації визначалися в кожному досліді виходячи з отриманої характеристики ступеня. При досить обмежених знаннях про механізм процесу аналітичний вираз функції відгуку невідомий. Тому функцію відгуку представляють у вигляді полінома [8]. В нашому випадку математична модель приймає вигляд полінома першого ступеня:

, (2) де y – цільова функція (ККД, напір); b0, b1, b2,b3, b1,2, b1,3, b2,3– коефіцієнти регресії. Для визначення значень коефіцієнтів регресії використано метод найменших квадратів [7]. Адекватність регресійних моделей перевіряємо за критерієм Фішера F [7]: ,

(3)

де – дисперсія адекватності; – дисперсія відтворюваності; [F(f1,f2)] – критичне значення критерію Фішера. Значимість коефіцієнтів регресії проводилася за ti – критерієм Ст’юдента [6]. Розрахункове значення критерію ti порівнювалося з критичним і при |ti|≤[t] і-й коефіцієнт регресії вважався незначним. Отже, ще одною умовою коректності та достовірності регресійних моделей була умова про те, що у випадку отримання при всіх значимих коефіцієнтах розрахункових значень |ti|≤[t], рівняння регресії вважались некоректними. ,

(4)

де [t(f2)] – критичне значення t-критерію Стьюдента; с(i,j) – відповідний елемент матриці. При проведенні розрахунків було встановлено, що коефіцієнти b1,2, b1,3, b2,3 статистично не значимі, тому в подальшому розрахунку участі не приймають. Рівняння регресії для функції відгуку ККД згідно проведеного багатофакторного експерименту, для кодованих значень має вигляд: y=0,59+0,13x1-0,1x2-0,14x3.

(5)

Для напору: y=12,99+3,55x1-2,60x2-3,0x3.

Рис. 1. Конструкція вихрового ступеня

(6)

За допомогою критерію Стьюдента виявилися значимими всі виділені фактори. Для дійсних значень факторів рівняння регресії (5) та (6) приймають вигляд: η=0,59+0,13D2-0,1b-0,14z.

(7)

H=12,99+3,55D2-2,60b-3,0z.

(8)

Таблиця 1. Рівні та інтервали варіювання факторів Фактори

Позначення

Інтервали варіювання

Рівні факторів Основний

Верхній +1

Нижній -1

Зовнішній діаметр D2, мм

120

124

116

Ширина лопаті b, мм

Кількість лопатей z

Таблиця 2. Матриця планування Номер досліду

Х0

Х1

Х2

Х3

Аналіз отриманих рівнянь показує, що найбільший вплив на ККД ступеня має зменшення кількості лопатей вихрового, а на напір збільшення зовнішнього діаметра робочого колеса. При цьому перевірка експеримента на статистичну значимість отриманих результатів отрима=0,00086, =0,012; ла наступні результати: =0,0017, =0,023; Fpη=1,98<F=6,9, FpH=1,92<F=6,9. Таким чином, можна зробити висновок, що відповідні регресійні моделі є адекватними. Проведені дослідження дозволили виявити ступінь впливу кожного з геометричних параметрів робочого колеса на параметри оптимізації, а отримані рівняння регресії (7) та (8) дозволяють провести оптимізацію вихрового ступеня, що входить до складу самовсмоктувального насоса з максимальним значенням функцій відгуку «ККД», «напір». Планування віртуального експерименту дозволило обрати оптимальну геометрію вихрового ступеня для проведення фізичного дослідження. При цьому вихровий ступінь досліджується в складі комбінованого відцентрово-вихрового насоса (рис. 2), створеного на базі відцентрового насоса К 50/32. Особливістю цієї конструкції є розташування вихрового робочого колеса між обоймою та кришкою ущільнення. Вихровий ступінь, в цьому випадку, забезпечує самовсмоктувальну здатність, а також перекачування легколетучих рідин. Обойма має отвори поблизу втулки робочого колеса. Через ці отвори газорідинна суміш потрапляє до вихрового ступеня, а в кришці ущільнення розміщено напірне вікно, через яке газ, газорідинна суміш, або рідина потрапляє в напірний патрубок. На цей час проводиться розробка експериментального стенду, який дозволить визначити напірні й енергетичні характеристики дослідного насоса, а також його самовсмоктувальну здатність. Висновки. Завдяки застосуванню метода планування багатофакторного експерименту було отримано рівняння регресії, які дозволяють адекватно описати залежність ККД та напору вихрового ступеня від його геометричних розмірів. Встановлено, що найбільший вплив на ККД має кількість лопатей вихрового робочого колеса, що підтверджується проведеними раніше дослідами, а на напір найбільше впливає зовнішній діаметр робочого колеса. На базі відцентрового насоса К 50/32 розроблено комбінований самовсмоктувальний відцентрововихровий насос, який дозволить дослідити вихровий ступінь.

Рис. 2. Експериментальний комбінований самовсмоктувальний відцентрово-вихровий насос Список літератури: 1. Лавров В. В. Методы планирования и обработки результатов инженерного эксперимента: Конспект лекций (отдельные главы из учебника для вузов) / В. В. Лавров, Н. А. Спирин. – Екатеринбург: ГОУ ВПО УГТУ-УПИ, 2004. – 257 с. 2. Налимов В. Н. Логические основания планирования эксперимента / В. Н. Налимов, Т. И. Голикова – М.: Металургия, 1981. – 152с. 3. Славутский Л. А. Основы регистрации данных и планирования эксперимента / Л. А. Славутский. – Чебоксары: Изд-во ЧГУ, 2006. – 200 с. 4. Березюк О. В. Планування багатофакторного експерименту для дослідження вібраційного гідроприводу ущільнення твердих побутових відходів / О. В. Березюк // Вібрації в техніці та технологіях. – 2009. – № 3 (55). – С. 92-97. 5. Байбаков О. В. Вихревые гидравлические машины [Текст] / О. В. Байбаков. – М.: Машиностроение, 1981. – 197 с. 6. Ніколаєнко Л. М. Дослідження робочого процесу вихрового ступеня за допомогою обчислювального експерименту / Вісник НТУ «ХПІ»-2013 №5. С. 184-193. 7. Адлер Ю. П. Планированиеэксперимента при поискеоптимальныхусловий / Ю. П. Адлер, Е. В. Маркова, Ю. В. Грановский. – М. : Наука, 1976. – 280 с. 8. Спиридонов А. А. Планирование эксперимента при исследовании технологических процессов /А.А.Спиридонов– М. : Машиностроение, 1981. – 184 с.

Компрессорное и энергетическое машиностроение №2 (40) июнь 2015

Òåõíîëîãèè

UDK 621.91.01

Shvets Stanislav Vladimirovich, PhD, Associate Professor, Shvets Ulana Stanislavovna, PhD, Senior Lecturer (Sumy State University) Ukraine

A calculating system of cutting conditions The physical model of the cutting process which contains new ideas for the cutting theory, such as: a cutting system efﬁciency, limiting work of the tool, a material index of plasticity. Its mathematical model allows not only to represent existing knowledge from the area of metal cutting, but to join the new ones. The desing program is compact, it does not demand big databases, it allows to calculate cutting process characteristics at turning without any preliminary joint tests of the tool and processed materials. Designing by the observed method is a selection of the optimal parametres of machining at turning on the virtual equipment. Keywords: the cutting force; the greatest work of the cutting system; the cutting system efﬁciency; the tool life; the cutting conditions; the roughness parameters; the model. Материальная модель режущего процесса, который содержит новые идеи для режущей теории, как например: режущая системная эффективность, ограничивающая работу инструмента, материальный коэффициент пластичности. Ее математическая модель позволяет не только представлять существующее знание от площади металлической выемки, но и присоединяться к новым. Desing программа компактна, не требует больших баз данных, позволяет вычислять режущие характеристики процесса в повороте без любых предварительных объединенных критериев инструмента и обрабатываемого материала. Проектирование предлагаемым методом - выбор оптимальных параметров механической обработки во включении виртуального оборудования. Ключевые слова: режущая сила; максимальная работа режущей системы; режущая системная эффективность; срок службы инструмента; режущие условия; параметры грубости; модель. Матеріальна модель різального процесу, який містить нові ідеї для різальної теорії, як наприклад: різальна системна ефективність, що обмежує роботу інструменту, матеріальний коефіцієнт пластичності. Її математична модель дозволяє не лише представляти існуюче знання від площі металевої виїмки, але і приєднуватися до нових. Desing програма компактна, не вимагає великих баз даних, дозволяє обчислювати різальні характеристики процесу в повороті без будьяких попередніх об'єднаних критеріїв інструменту і оброблюваного матеріалу. Проектування пропонованим методом вибір оптимальних параметрів механічної обробки у включенні віртуального устаткування. Ключові слова: різальна сила; максимальна робота різальної системи; різальна системна ефективність; термін служби інструменту; різальні умови; параметри грубості.

1 INTRODUCTION At designing of turning operation the following basic characteristics of the cutting process are important: cutting conditions – V, f, t; blade geometry – γol, ol, κr, κr1, λol, βol, rk, rl; Tool life – Т; a machine time – ; parametres of a roughness of the processed surface - Rz, Ra; cutting temperature – θ; chip compression ratio – ζ; a component force cutting - Fх, Fу, Fz; stress – σ; parametres of deterioration of a blade – h; the form and erosion for built up edge (BUE) – B; properties of processed and instrumental materials – Pw, Pt. From this list the set I = {V, f, t, γol, ol, κr, κr1, λol, βol, rk, rl, Pw, Pt} is an initial data. And at transition optimisation only the properties of the processed material Pw stay invariable in case that the part is not exposed to preliminary physical affecting (such as high and low temperatures, a plastic straining etc.). Other elements of the set I are selected in such a way to provide necessary durability (T), parametres of a roughness of the processed surface (Rz, Ra), the maximum productivity (τ) and the minimum cost of machining (C ). By other words, the optimization of elements values of the set Y = {T, Rz, Ra, , C } is the purpose of the designing process.

Elements of the set W = {θ, ζ, Fх, Fу, Fz, σ, h, B} are used for the control and the analysis of designing process, generalisation of practical observations and for explanation of scientiﬁc researches results. The traditional technique forms the set Y on the basis of empirical expressions which do not reﬂect physical models, are restricted by values of parametres of their creation and use of bulky databases demand. The reason for this is the fact that cutting process is the most complicated combination of simple destroying and deforming processes. The material inhomogeneous deformation and the material reversal load are observed in a cutting zone. There are some zones in a plastic state, there are some in the elastic state. There is a destruction and in the same place, after a while, there is a adhesion (friction welding) in some areas. Therefore any known theory of deformations and destruction can not completely describe a concrete chip formation because each local area in a cutting zone is characterised by its inherent conditions only. Obviously, the functioning of the cutting system as the most complicated system has the following coordinates: Co = (I, Y, W). To link them among themselves by

mathematical relationships it would mean a creation of mathematical model of a cutting process. In connection with not a sufﬁcient level of study of the phenomena at chip formation, the authentic physical model of this process does not exist. Therefore it is impossible to develop adequate mathematical expressions. The quantity of unknown parametres, unfortunately, surpasses quantity of the equations reﬂecting the physical phenomena in a zone of cutting. In this connection one has gained a wide circulation the empirical expressions which are, per se, «a black box». Models created on their basis demand considerable empirical data and are suitable in the conditions of restricted to the conducted experiment. Very often cutting conditions are installed by analogy, on the basis of practical experience. As a result there are no weighty demonstrations of what the accepted conditions of cutting are optimum as from the point of view of maintenance of durability of the tool and productivity of process, and from the point of view of creation of necessary parametres of quality of the processed surface. This article is devoted for upgrade of physical model of cutting system and working out to mathematical model matching to it.

engineering calculations it is possible to take advantage of the formula [4]. . Thus, adopting a value wear on ﬂank h, the limiting value of work of the cutting system is calculated as .

In this formula a value of a factor u can be corrected towards a diminution if the wear mechanism differs from fatigue (the increased abrasive properties of the treated material, the increased temperature in a cutting zone). 3 WORK IN THE CUTTING SYSTEM It is impossible to calculate an exact value of the work in the cutting system under various conditions of the process now. However it is possible to gain an approximate value, assuming for the initial value a specific work of destruction of the sample in the course of a standard testing and efficiency of the cutting system. A specific work at destruction of the sample in the course of a standard testing

2 LIMITING WORK OF THE TOOL To adjust quantity of unknown parametres and quantity of the allowing equations in mathematical model of the cutting process it is necessary to improve its physical model. If on a modern level of a science development about cutting of metals it is not possible to merge achievement of thermodynamics and the statistical physics at mathematical modelling then it is necessary to change physical model. It is necessary to use such a complex factor which merges statistics and thermodynamics rules. Work is such a complex parametr. It is possible to discriminate limiting possible work of the blade made from the material and the performed work by the cutting system at the present time. Limiting (the maximum) work of the plates from the various materials can be discovered experimentally [1, 2, 3]. There is also other possibility - it is possible to calculate the limiting work. At correctly chosen instrumental material deterioration of the tool mainly depends on the fatigue phenomena which develop under the inﬂuence of a cyclic loading of microroughnesses of its surface in volumes of a processed material. Thus, some work is carried out. The elementary work executed at destruction of a layer of the instrumental material is equal , where σf – compression strength of the instrumental material; u – limiting, destroying value of cycles for the instrumental material; dW – the volume element destroyed as a result of deterioration. From here it is possible to write down, that . Choosing value of a tool orthogonal clearance αol, an apex angle , tool cutting minor cutting edge angle κr1, corner radius rl and value of deterioration on ﬂank h it is possible to calculate the outweared volume. For

(1)

(2)

where σ(ε) – stress; ε – strain; εf – strain at fracture. Because of complexity of the processes happening at the chip removal from the surface of the workpiece, a power demand is more than at simple rupture of the tested sample. The ration of the speciﬁc work at destruction of the sample in the course of the standard testing (2) to speciﬁc work in cutting system (which it is equal

) can be named by efﬁciency of the cutting

system ω. It is calculated by formula .

(3)

Numerical value of the cutting system efficiency is an index of the consumption power use efficiency. However it is possible to find out the exact value of Fz in the formula (3) for the concrete conditions of machining only experimentally, hence predicting ability of an observed technique is lost. In this connection, it is offered to calculate the cutting system efficiency by the formula: ,

(4)

where kf, kR – the factors considering influence of the treated material plastic properties on the cutting process. As it will be shown further, due to cutting process specific the parameters calculation accuracy of the cutting regime always are not high. Therefore it is possible to consider as satisfactory the outcomes gained by use of the formula (4). Thus, the specific work of the concrete turning process implementation is calculated by treated material mechanical properties and by cutting system efficiency: .

(5)

Компрессорное и энергетическое машиностроение №2 (40) июнь 2015

It is possible to find out the relation in case of accurately certain boundary coditions for the process applied multiply and to use the formula (3) for the cutting system efficiency calculation. 4 TAKING INTO ACCOUNT THE DERGEE OF A TREATED MATERIAL PLASTICITY The dependences of a tangential cutting force, chip compression ratio, roughness parametre from the cutting speed are shown at turning of a ANSI 1045 steel on fig. 1. At increase og the cutting speed the tangential cutting force and chip compression ratio drop and having attained a minimum increase to some maximum and then again decrease. Since this cutting speed value the processed surface roughness parametre starts to decrease. Obviously, the decrease of cutting forces and of chip compression ratio, the maximum roughness of the processed surface at the cutting speeds less than 50 m/ min are connected with the increased plastic deformation in the cutting zone. Besides, with increase of material plasticity the interval of the cutting speeds at which plastic deformations are especially developed and the area of the plastic deformation maximum moves towards high speeds. Influence of cutting speed and of material properties on factors kS and kR are approximated by the following expressions: ;

where

– index of plasticity of a processed material

[2], GPa-1 (σf – stress at fracture). There are two major factors at cutting, related with the chip formation mechanism which influence to the roughness parametres of the processed surface. They are: the geometrical (set of geometrical elements and parametres of the blade move) and the plastic (plastic deformation development in a the cutting zone). It is obvious, that the roughness is influenced by crenation of the cutting edge form and vibration, but these factors are not a consequence of cutting process but they are defined by quality of the tool, the equipment and devices. For the calculation of geometrically formed height of a roughness known formulas [5] are used

Fig. 1. Inﬂuence of cutting speed on parameter of roughness Ra and chip compression ratio ζ. Work material – ANSI 1045 steel, feed f = 0,26 mm/rev, a cutting depth t = 0,5 mm

(6)

(7)

(8)

(9)

If an axis х can be matched with an average line of a surface contour the average arithmetical deviation of a profile is defined by formula , (10) where l – length of a base line; ха, хb, ..., хn – parameters, which restrict у(х) function on the х axis. The algorithm is developed for automatic choice of one of the the formula specified above [2]. Geometrically the roughness is formed at a combination of the blade geometry and the feed motion. However it not the final form of a microrelief as there is a distortion at the expense of the plastic deformation. At the high speeds of cutting when the plastic deformation is insignificant, the calculated values of the roughness parametre Ra correspond well enough to the experimental ones. With the plastic deformation degree increase in the cutting zone (at cutting speed reduction) the experimental values Ra deviate sharply from the calculated ones. Taking into account conditions of the chip formation [2, 6, 7] the analysis of the microroughnesses forms allows to separate three principal causes of the plastic component creation. First, the shift of the next layers as a result of destruction with subsequent "curing" in the field of a plastic zone at a blade corner is possible. This zone can develop itself and move to the workpiece external surface. After blade pass it remains on the residual ridge in the form of outgrowth. Secondly, as a result of the plastic area presence ahead the blade corner, the radius of the sliding line curvature on which metal separates from the workpiece is less than blade corner radius. Thirdly, there is a plastic change of the residual ridge as a result of not breaking deformations act in the reference plane. If at machining of the materials possessing some plastic properties, the plastic zone develop at the blade corner, its mobile part can be pushed to the processed surface changing its roughness parametres. Thus, the ridge forms on the microroughness corner, its height is restricted by the tool minor cutting edge. The value of the metal plastic replacement is defined by factor kS.

At turning of a ANSI 1045 steel with the cutting speed V = 49 m/min and more the ridge was absent on the microroughness. However radiuses of the created microroughnesses dints curvature differed from the blade сorner radius (ﬁg. 2). The average value of the dint curvature radius was R = 0,22 mm (the blade сorner radius was r = 0,8 mm). That is, the radius of the sliding line curvature on which the chip separates from the workpiece is a kR part of a blade сorner radius rl. Hence, in this case the roughness increases not at the expense of microroughness height but at the expense of dint depth increase. It is possible to calculate Rz and Ra under condition of considerable plastic deformation in the cutting zone using the previously offered dependences (6 – 10), substituting instead of the feed value S the any other feed value ,

The time necessary for full machining of the workpiece is:

(11)

and instead of the blade сorner radius any other radius .

(12)

We can disregard the microroughness plastic change as it is rather small. 5 CALCULATION STAGES

, where L – workpiece length; n – a rotational speed. Thus the basic parameters of the cutting system and the elements of the set Y are deﬁned. The elements of the set W are calculatd for the control of the designing process and for the analysis of its result. The full work of cutting: .

The material mechanical properties and workpiece sizes are the initial data for calculation as well as material physicomechanical properties; the cutting tool geometry; flank limiting wear; the relative motion parametres; positioning of the tool and workpiece (fig. 3). The value А0 is calculated using (2), the cutting system efficiency is calculated using (3) or (4). Specific work of cutting is calculated by the formula (5). Then it is easy to calculate the cutting tangential . By means of the expression (1) the force: cutting system maximal work is defined as A, that allows to calculate the tool life

Fig. 3. Calculation of the turning process characteristics

. Under the formulas

(6–10) taking into account the plastic deformation inﬂuence

it means, that the tool wear has reached If the critical value. The blade working capacity resource consumption is equal . The capacity resource consumption can be estimated up both by the cutting system efﬁciency as well as by the chip compression ratio. According to [2, 8] the chip compression ratio is functionally related with the cutting speciﬁc work A1 and with the proportionality limit of the processed material σe.l

(11, 12), the parametres Rz, Ra can be calculated.

, where

– parametre of the processed

material reinforcement (σf – strength limit, εf – strain at fracture, εm.e.d – maximum elastic deformation). At choosing of the tool material, except mechanical properties, it is necessary to consider its critical temperature θcr, should it is exceeded the tool material loses its properties. The cutting temperature is deﬁned as .

Fig. 2. Microroughness proﬁle. V = 49 m/min; f = 0,38 mm/rev; t = 0,3 mm; rl = 0,8 mm; κr = 93˚; κr1 = 27˚. Work material – ANSI 1045 steel, tool material – Carbide P20 (15% TiC, 6% Co)

Values of k and q are deﬁned experimentally after not long tests. At designing of the turning operation it is necessary to control the cutting temperature value as at the tool material loses its cutting properties. Thus the mechanical properties of the tool material and of processed material allow to find out the functional relation among the basic characteristics of the cutting process.

Компрессорное и энергетическое машиностроение №2 (40) июнь 2015

6 CALCULATION RESULTS RELIABILITY It is known, that results of the cutting conditions parametres calculations are the subject to correction on the working place. In spite of the fact that modern production technologies allow to produce the constructional and tool materials with the mechanical characteristics which the small difference from the nominal values, the interval of the tool life change at the same cutting conditions parametres is rather big. Tested under the same conditions at various times, the tool materials show different working capacity. The reason is that interactings in cutting system are the , – defined by family stochastic processes, of random values R which are function of time T. For example, if during one experiment the measured forces values at the same cutting conditions parametres repeat (in the measurement device accuracy limits) but teststand replacement follows to the sharp differences among the experiment results. The forces values can differ in a few times at the same test conditions. It has appeared, that results of experiment of finding out of the tangential force component on cutting speed dependences can be approximated by the following expression [9] , where F0 – a average value of function Fz(V); Fa – amplitude; V0 – a starting phase; Vp – the period of function Fz = Fz(V). Repeated experiment under the same conditions, but on other equipment shows, that the amplitude and the sinusoid period do not change. The coordinate of an average line and a sinusoid starting phase changes. It means, that the change of the consumed mechanical energy by the cutting system is observed at the same cutting conditions. The found out dependace was early proved during the experiments of Zorev, Isaev, Bobrov [5, 10, 11]. Therefore it is obvious, that it is possible to draw a sinusoid through experimental points of the cutting force dependence on the cutting speed. The amplitude of this sinusoid depends on the concrete cutting conditions. Approximating dependences for the ferrous metals have periods Vр ≈ 0,5 m/s. The position of an average line and of sinusoid starting phase are extremely sensitive to any changes (rake face roughness, a chemical compound, etc.) and they are the main reasons for the cutting forces experimental values dispersion and it is explained by stochasticity of the cutting process. 7 RESULTS AND DISCUSSION Hence, taking into account the stochasticity inherent to the turning process, it is possible to come to the conclusion, that the calculated and practical results cannot match to each other at all. And this problem is not solvable until the mechanism of the cutting speed influence to the forming of the internal energy level in a processed material is found out at purposeful destruction. However the new calculation concept advantage is that the flexible mathematical approach is offered convenient for the automated calculations. It is especially important, the mathematical model allows to calculate characteristics of the cutting process at turning without any joint tests of the instrumental and processed materials. Besides, the calculating complex created on the basis of the observed

concept, is capable for adaptation to the specific production conditions in case of specification of dependence of Fz from the cutting conditions parametres on a working place. If the calculations are based on the cutting force measurements during turning, their accuracy will be defined only by difference of the tool material mechanical properties from their average statistical values. On the basis of the cutting process advanced physical model the mathematical model was developed. The model contains new сoncepts for the cutting theory, such as: the cutting system efficiency, the tool limiting work, a material plasticity index. The created mathematical model is informative, that is allowing not only to represent necessary knowledge from the metal cutting theory, but it allows to join the new knowledges. The desing program is compact, it does not demand extensive databases. The processed materials database includes the parametres of the stresses/deformations dependence diagram gained at the standard strength tests, as well as factor and an exponent in expression for the cutting temperature calculation. For example, there is a workpiece material as ANSI 1045 steel: σf = 0,7 GPa, εf = 0,55, σl.e = 0,36 GPa, εl.e = 0,0017; k = 11·104, q = -1,2. The diagram parametres can be set in the form of dependence, as: . The tool materials database includes compression strength, critical temperature and limiting number of cycles. For the tool material Carbide P20 (15% TiC, 6% Co): σf = 1,1 GPa, θcr = 800 °C, u = 105. Designing by the proposed technique is a choice of acceptable parametres of machining at turning on the virtual equipment. REFERENCES [1] Shvets S.V., Calculation of Cutting Conditions, Sverkhtverdye Materialy, 2001, No.1, pp.88-91. [2] Shvets S.V., The system analysis of the theory of cutting, Sumy State University, Sumy, Ukraine, 2009. [3] Shvets S.V., New Calculation of Cutting Characteristics, Russian Engineering Research, Vol.30, No.5, 2010, pp.478-483. [4] Shvets S.V., Mathematical model of cutting in turning, Reliability of the tool and optimization of technological systems. Collection of science papers. - Kramatorsk, No.26, 2010, pp. 286-292. [5] Isaev A.I., Influence of a material of the cutting end of the tool on purity of the processed surface, Finishing of constructional metals, Moscow, Маshgiz, Russia, 1951.- С.66-69. [6] Shvets S.V., Calculation of parameters of a roughness of the processed surface at turning, Compressor and energetic engineering, №4(18), Ukraine, 2009.- pp. 27-32. [7] Shvets S.V., Janenko M.B, Definition of parameters of a roughness at turning, Sumy State University Bulletin in the following series: Technical Sciences, No.12 (96), Ukraine, 2006, pp. 116-124. [8] Shvets S.V., A System Approach in Theory of Cutting, NMKVO, Kiev, Ukraine, 1992. [9] Shvets S.V., Determining the Deformation Wavelength in Fast Deformation of Metals, Problemy Prochnosti, 1996, No.3, pp.88-95. [10] Isaev A.I., Influence of Technological Factors on the Residual Stress in the Surface Layer during the Turning of Structural Steels, Moscow, FVINTI, Russia,1957. [11] Bobrov V.F., Bases of the theory of cutting of metals, Mashinostroenie, Moscow, Russia, 1975.

Òåõíîëîãèÿ

ÓÄÊ 621.039.83

Ã. Â. Кирик, д-р теõн. наук, президент (концерн «Óкрросметалл», г. Ñумû, Óкраина), Ã.Ã. Òкаченко, главнûé инженер проекта (ÎÎÎ "Ìеждународнûé институт компрессорного и энергетического машиностроениÿ")

Ðàçðàáîòêà ìåòîäîâ è ñïîñîáîâ ïîâûøåíèÿ íàäåæíîñòè è äîëãîâå÷íîñòè êîìïðåññîðíûõ óñòàíîâîê ãîðíûõ ìàøèí ñ ïðèìåíåíèåì âûñîêîòåìïåðàòóðíîé âàêóóìíîé ïàéêè Установлены закономерности изменения долговечности деталей и узлов шахтных компрессоров при применении высокотемпературной вакуумной пайки и разработаны на этой основе методы и способы повышения надежности деталей и узлов шахтных компрессоров, что имеет важное научно-производственное значение для добывающей отрасли страны. Ключевые слова: компрессорные установки горных машин, методы, способы, надежность, долговечность, высокотемпературная вакуумная пайка Встановлено закономірності зміни довговічності деталей і вузлів шахтних компресорів при застосуванні високотемпературної вакуумної пайки та розроблені на цій основі методи й способи підвищення надійності деталей і вузлів шахтних компресорів, що має важливе науково-виробниче значення для добувної галузі країни. Ключові слова: компресорні установки гірських машин, методи, способи, надійність, довговічність, високотемпературна вакуумна пайка The regularities of changes in the longevity of parts and assemblies mine compressors when applying high-temperature vacuum brazing and developed on this basis, methods and ways of improving the reliability of parts and components mining compressor, which is of great scientiﬁc and industrial importance for the country's mining industry. Keywords: compressors mining machinery, techniques, methods, reliability, durability, high temperature vacuum brazing

нализ проблемы высокотемпературной пайки узлов и деталей шахтных компрессоров указал, что в современных компрессорных установках применяют ряд сложных узлов, в которых соединить детали можно только с помощью высокотемпературной пайки. При соответствующем выборе состава припоя высокотемпературная пайка позволяет создать прочное соединение, надежно работающее при вибрационных нагрузках в компрессорных установках. Кроме обеспечения прочности, пайка позволяет соединить одновременно множество деталей в недоступных или труднодоступных местах при одной технологической операции. Как правило, сварка для создания таких узлов неприменима [1 – 3]. Установление закономерностей изменения долговечности деталей и узлов шахтных компрессоров при применении высокотемпературной вакуумной пайки и разработка на этой основе методов и способов повышения надежности деталей и узлов шахтных компрессоров является актуальной научной задачей, которая имеет важное значение для добывающей отрасли страны.

Разработаны методы повышения надежности деталей и узлов шахтных компрессорных машин путем применения пайки с широким паяльным зазором [4]. Проведены исследования технологии и способов пайки с широким паяльным зазором. Наполнитель и припой выбирают в соответствии с маркой паяемой стали и требуемых свойств соединения. Расчет количества наполнителя ведут, учитывая объем зазора V3, см3, коэффициент заполнения K3 и плотность наполнителя , г/см3 . Так как расчетный объем может отличаться от фактического, целесообразно при заполнении зазора наполнителем определять его фактическую массу. опредеКоличество припоя ляется суммой , где – масса припоя в паяльном – масса технологической зазоре; добавки припоя в питателе, препятствующей переходу в зазор – масса припоя в флюса и газа;

– массоединительных каналах; са припоя в полости сорбционного насоса. , , определяют, исходя из конкретных размеров элеменопределяет тов паяемого узла. по формуле , где – плотность припоя, г/см3; – насыпная масса наполнителя, г/см3. Конструкцию питателя выбирают в каждом конкретном случае. Питатель целесообразно выполнять цилиндрическим с минимально возможным диаметром камеры, так как в этом случае технологическая добавка остающегося в питателе припоя минимальна. Расчет толщины стенки питателя выполняют по формуле , где S – толщина стенки, мм; d – внутренний диаметр питателя, мм; P – давление в питателе, МПа; σ – допустимое напряжение, МПа. Разработаны методы повышения надежности и долговечности паяных рабочих колес центробежных шахтных компрессорных

Компрессорное и энергетическое машиностроение №2 (40) июнь 2015

машин (ЦКМ). Усовершенствованы конструкции и технологии изготовления колес [4]. Основной нагрузкой, вызывающей в деталях статические напряжения, являются центробежные силы собственной массы. В основном диске с фрезерованными лопатками в наиболее напряженном сечении (сопряжение полотна диска со ступицей) напряжения уменьшаются в 2 – 2,5 раза по сравнению с напряжением в диске без лопаток. Характер распределения напряжений в покрывающих дисках колес с фрезерованными в основном диске или соединенными заклепками штампованными лопатками практически не отличается (рис. 1). Надежности работы мощных ЦКМ уделяют особое внимание, так как даже кратковременная остановка машины в условиях непрерывного шахтного производства может нанести ущерб, значительно превышающий стоимость компрессора. Для обеспечения надежности при вибрационной нагрузке колеса изготавливают из прочных низколегированных, высокопрочных высоколегированных сталей и титановых сплавов. Для соединения лопаток с дисками колеса применяют заклепки, сварку и высокотемпературную пайку. В исследовании влияния основных факторов пайки: температуры, продолжительности выдержки при пайке, размера паяльного зазора, разрежения в камере вакуумной печи – установили, что в наибольшей мере изменяется ударная вязкость соединения. Необходимой для определения пригодности паяного соединения рабочего колеса, работающего в условиях вибрационной нагрузки, что характерно для подземных условий шахт, является усталостная прочность. Наряду с испытанием образцов на заключительном этапе разработки новой конструкции и технологии изготовления рабочего колеса проводят статические и динамические испытания опытных образцов колес. На рис. 2 показана схема испытания рабочего колеса при осевой статической или динамической нагрузке. Технологический процесс изготовления паяных рабочих колес состоит из следующих основных этапов: изготовление деталей с

технологическими припусками для пайки, подготовка деталей к пайке, пайка, термическая обработка паяного колеса и окончательная обработка. Пайку колес выполняют при нагреве в вакуумных печах и при автовакуумном нагреве. Термическую обработку паяных колес при автовакуумном нагреве выполняют в обычных электрических нагревательных печах. Наличие в конструкции резких переходов, пазов, отверстий приводит к местному повышению внутренних напряжений. Одной из основных характеристик концентрации напряжений является так называемый теоретический коэффициент напряжений K, который принимают как отношение величины внутреннего напряже-

ния в какой-либо точке при наличии концентратора к напряжению в той же точке при отсутствии концентратора напряжения. Значение коэффициента существенно зависит как от характера внешней нагрузки, так и от физико-химических свойств материала детали, а также от геометрических характеристик детали и ослабляющих эту деталь концентраторов напряжений. Тавровое соединение характеризует радиус перехода, и от его размера соответственно зависит величина концентратора напряжений. Соответственно, для достижения минимального значения концентратора напряжения необходимо увеличение плавности перехода, т.е. увеличение радиуса галтели. Однако это требование

Рис. 1. Кривые радиальных напряжений в основном диске при частоте вращения 14 000 об/мин: 1 – паяного рабочего колеса с фрезерованными лопатками; 2 – клепаного колеса со штампованными лопатками

Рис. 2. Схема испытания паяного колеса при осевой статической или циклической нагрузке

противоречит условию уменьшения металлоемкости конструкции. Следовательно, необходим поиск оптимального решения. Расчет радиуса галтели можно выполнить по зависимости , где K – коэффициент концентрации напряжений; S – толщина стенки тавра, мм; k – высота радиусного сопряжения, мм; R – радиус галтели, мм. Преобразуя зависимость и полагая, что K=1, k=R, получим R=2S. Конструкция, в которой выдержано данное соотношение, позволяет получать равнопрочное тавровое соединение в любой точке. Паяные рабочие колеса, процесс пайки которых прошел длительную промышленную проверку, эксплуатируют в компрессорах при радиусе галтели паяного соединения, не превышающем 0,5 мм. Для обеспечения работоспособности таких колес удаляют часть полотна диска («ромашка»). При этом величина концентратора напряжений для лопатки толщиной 7 мм, как следует из указанного выше расчета, составляет 3,07. Испытанием паяного тавра из стали 07X16Н6 с толщиной стенки 7 мм и радиусом галтели 0,5 мм определили, что конструкционная усталостная прочность составляет 185 МПа. Для увеличения усталостной прочности вдвое, что достигает уровня основного металла, достаточно уменьшить коэффициент концентрации K вдвое, т.е. 3,07:2=1,53. Из формулы следует, что для этого необходима галтель R=5,1 мм. В табл. 1 приведены результаты расчета размера радиуса для лопаток толщиной 4 – 10 мм, что включает весь возможный диапазон размеров паяных колес. Приведенные данные свидетельствуют о том, что для повышения конструкционной усталостной прочности паяных колес шахтных компрессоров до уровня основного металла необходимо увеличить размер радиуса галтели паяного шва до 5 мм. Получить в паяном соединении такую большую галтель можно, предварительно сформировав ее из металлического порошка. Для этого в углу соединения с одной

или обеих сторон тавра при сборке формируют из пасты галтель с необходимыми по условиям равнопрочности формой и размерами (рис. 3). При формировании галтели из порошка наполнителя его количество можно определить по формуле , где Qн – масса наполнителя, г; S – сечение углового шва, см2; L – длина углового шва, см; q – насыпная масса наполнителя, г/см3. При длине шва L=1 см и треугольной форме галтели с катетом K, см, необходимо наполнителя, г: . Для пропитки углового шва длиной 1 см необходимо припоя, г: . Определенное по данному выражению значения количества припоя достаточно для формирования плотного металла шва и заполнения капиллярных зазоров между стенкой и полкой тавра. При увеличении количества при-

Рис. 3. Схема пайки (а) и макрошлиф (б) таврового соединения с предварительным формированием галтелей: 1 – паяный шов; 2 – припой поя его избыток кристаллизуется на поверхности галтели, образуя крупнодендритную шероховатую поверхность (рис. 4). Точная дозировка припоя обеспечивает качественное формирование шва с гладкой поверхностью и идеальным сопряжением поверхности шва и паяемого металла (рис. 5). Изучены особенности пайки тонкостенных стальных теплообменников [4]. Механические свойства ленты после термической обработки по режиму: нагрев до температуры 1120°С, выдержка 15 мин, охлаждение в вакуумной печи

до температуры 100°С: нагрев до температуры 700°С, выдержка 60 мин, охлаждение в вакуумной печи до температуры 20°С – приведены в табл. 2. Проведенные исследования показали, что сталь 20X13 позволяет с помощью термической обработки паяных ПРЭ получить прочные с запасом пластичности, коррозионностойкие ПРТ, обладающие высокой надежностью и долговечностью, что важно для подземных условий шахт. Исследована высокотемпературная пайка шликерным припоем стальных ПРЭ. Показано, что плакирующий слой на основе сплава системы Ni-Cr-Si-B увеличивает предел прочности тонких материалов до 25% (рис. 6). Усовершенствованы конструкции теплообменных аппаратов шахтных компрессорных установок [5]. Разработан теплообменник пластинчато-ребристый, который отличается тем, что покрытие имеет состав и толщину, обеспечивающие формирование паянных соединений на перекрестках провода и в контакте его с листами канала,

Рис. 4. Микроструктура тавра при избытке припоя (×10)

Рис. 5. Микроструктура паяного таврового соединения с галтелью из металлического порошка (×20)

Компрессорное и энергетическое машиностроение №2 (40) июнь 2015

ловиях шахт (рис. 8, 9). Промышленные испытания дали положительный результат. Полученные в ходе исследований решения стали одними из основных в разработке конструкций винтовых компрессорных установок ВВ-50/8 У2 (Т2), производительностью 50 м3/мин и давлением нагнетания абсолютным до 8 кг см2, для бурения скважин 300 и 311 мм в составе буровых станков СБШ – 250МНА – 32КП и СБШ – 270ИЗ в рудодобывающей промышленности. С 2001 г. по настоящее время было поставлено более 210 компрессорных установок на ГОКи Украины, России, Белоруссии, Казахстана, Узбекистана, Туркменистана, Монголии. Указанными компрессорными установками производительностью 25 и 32 м3/мин оснащены буровые станки производства ОАО "Криворожгормаш", ООО "Завод буровой техники ДСД" (г. Кривой Рог), ОАО "Рудгормаш" (г. Воронеж, Россия), ОАО "Бузулукский завод тяжелого машиностроения", ООО "ОМЗ ГОиТ" (г. СанктПетербург, Россия) (рис. 10).

Таблица 1. Значения коэффициента концентрации напряжений и радиусов галтели тавра Толщина лопатки, мм

Коэффициент концентрации K для паяного тавра с R = 0,5 мм

2,55

2,74

2,91

3,07

3,23

3,36

3,5

Допустимый коэффициент концентрации Kдоп(К/2)

1,27

1,37

1,46

1,53

1,62

1,68

1,75

4,4

4,6

4,7

5,1

5,2

5,4

5,5

Необходимый радиус тавра R, мм

Рис. 6. Микроструктура плакирующего слоя, выполненного шликером системы Ni-Cr-Si-B с добавкой 60% смеси ВК6: а) – сечение; б) – поверхность слоя (×200) при этом перекрестки установлены с возможностью обеспечения теплообмена всей гофрированной сетки (рис. 7). Разработаны и реализованы способы повышения надежности и долговечности шаровых кранов шахтных компрессорных установок [6]. Разработан способ нанесения композиционного коррозионностойкого износостойкого плакирование деталей шаровых кранов. Технологическая схема осуществления способа представлена на рис. 12. Для формирования плакирующего слоя может быть применена керамическая форма (рис. 13) или стальная с нанесением защитной пасты, предотвращающей взаимодействие расплава со сталью. Разработан способ композиционной коррозионностойкой износостойкой наплавки на железоникелевой основе уплотнительных колец шаровых кранов [7]. Выполнена наплавка композиционным коррозионностойким износостойким сплавом на железоникелевой основе опытной партии уплотнительных колец шаровых кранов для эксплуатации в подземных ус-

а)

б)

2 – лист из стали 20х13; 3 – гофрированная вставка из стали 08х18Н10; 4 – соединительный шов, образованный в зазоре расплавлением медной ленты

в) Рис. 7. Вид впереди и сбоку теплообменника пластинчасторебристого (а), поперечный разрез канала теплообменника для перемещения теплоносителя (б), микроструктура паяно-сварного соединения деталей теплообменника медью (в)

Таблица 2. Механические свойства ленты из стали 20X13 после нагрева и отпуска в вакууме Толщина, мм

Предел текучести, МПа

Предел прочности, МПа

Относительное удлинение, %

0,14

590

750

0,42

510

750

8,8

0,8

570

810

15,8

Рис. 10. Установка ВВ-40/8 У3

Рис. 8. Шаровый кран и его основные плакированные детали с проходным, сечением диаметром 100 мм

безотказной работы при установленном ресурсе системы, средней наработки на отказ по элементам и вероятности безотказной работы элементов – от 0,827 до 0,998 при применении методов и способов повышения надежности и долговечности компрессорных установок горных машин с применением высокотемпературной вакуумной пайки. На предприятиях угольной промышленности Украины внедрены установки компрессорные шахтные УКВШ-7,5/7; УКВШ10/7; УКВШ-15/7 в количестве 1148 установок производительностью 7,5–15 м3 мин. Установки эксплуатируются с 2001 года. Шахтные компрессорные установки типа УКВШ имеют более высокий уровень пожарной безопасности, чем применявшиеся ранее установки ШВ-5. За время

эксплуатации не было зафиксировано ни одного случая возгорания, что имело место при эксплуатации предыдущих компрессорных установок других типов. Полученные решения также положены в основу конструкции разработанных передвижных азотных компрессорных станций с мембранным разделительным блоком АМВП и установки компрессорной газоутилизационная типа КГУУ. В военизированных горноспасательных внедрены станции азотные мембранные винтовые передвижные АМВП-15/0,7 У1 в количестве 9 станций производительностью 15 м3/мин. Станции эксплуатируются с 2004 года. Станции АМВП-15/0,7 У1 применены для тушения пожаров на шахтах ОП "Шахта им. М.И. Калинина ГП "ДУЭК, ПАО "Шахта

Рис. 9. Уплотнительные кольца шарового крана с отслоившимся покрытием, нанесенным плазменным напылением Проведена оценка надежности узлов и блоков компрессорных машин УКВШ (рис. 11) и ВВ при их эксплуатации в условиях угольных шахт (табл. 3). Впервые установлены закономерности изменения установленного ресурса по элементам, вероятности безотказной работы элементов, вероятность

Рис.11. Шахтная винтовая компрессорная установка УКВШ-10/7 А У2

Компрессорное и энергетическое машиностроение №2 (40) июнь 2015

Таблица 3. Расчетные значения показателей надежности элементов компрессорной машины Наименование элемента

Средняя наработка на отказ, час

Плотность вероятности отказа

Вероятность безотказной работы

Интенсивность отказа

Установленная безотказная наработка

Контроллер

39 736

1,78·10-5

0,827

2,03·10-5

Блок подачи воздуха

85 969

9,2·10-8

0,9975

9,22·10-8

9057

Воздухоохладитель предварительный

50 000

5,27·10-7

0,995

8,99·10-7

5288

Конденсатоотводчик

30 000

2,2·10-6

0,987

2,23·10-6

3160

Фильтр грубой очистки

100 000

2,03·10-8

0,998

2,03·10-8

10 536

Фильтр тонкой очистки

100 000

2,03·10-8

0,998

2,03·10-8

10 536

Элетронагреватель

25 000

4,04·10-6

0,978

4,13·10-6

2634

Датчик давления

125 000

8,7·10-8

0,9975

8,71·10-8

13 162

Датчик температуры

20 000

8,9·10-7

0,96

8,94·10-7

2107

им. А.Ф. Засядько", шахта им. Ф.Э. Дзержинского ГП "Ровенькиантрацит", УК "Краснолиманская". Всего станциями произведено 12 625 325,00 м3 азота. Общая наработка составила 12536 часов. Фактический экономический эффект, полученный за 10 лет эксплуатации 9 станций АМВП-15/0,7 У1, составил около 2 млрд. грн. На шахтах "Молодогвардейская", "Самсоновская-Западная" ПАО "Краснодонуголь" внедрены установки компрессорные газоутилизационные УКГ-5/8 в количестве 3-х установок производительностью 1551 м3/ч. Установки эксплуатируются с 2008 года. Всего при помощи установок утилизировано 21 627 079,00 м3 газа метана. Общая наработка составила 57160 часов. Фактический экономический эффект, полученный за

6 лет эксплуатации 3-х установок УКГ-5/8 составил 19 млн. грн. Список литературы: 1. Алхазов А. Д. Воздушные поршневые компрессорные станции машиностроительных заводов / А. Д. Алхазов. – М. : Машгиз, 1961. – 110 с. 2. Блейхер В. Я. Компрессорные станции / В. Я. Блейхер, В. Н. Елисеев. – М.: Машгиз, 1958. – 324 с. 3. Чернов В. Ю. Особенности высокотемпературной пайки сотовых уплотнений / Чернов В.Ю., Радзиевский В.Н. // Химическое и нефтяное машиностроение. – 1977. – № 12. – С. 19 – 21. 4. Радзиевский В.Н. Высокотемпературная вакуумная пайка в компрессоростроении / В.Н.Радзиевский, Г.Г.Ткаченко. – К.: Екотехнологія, 2009. – 400 с. 5. Патент Украины. № 27878. F28D 9/00. Теплообмінник

пластинчато-ребристий / Радзієвський В.М., Лавренко О.М., Жарков П.Є., Ткаченко Г.Г., Котов О.М. / u200613868. Заявл. 26.12.2006. Опубл. 26.11.2007, Бюл. № 19. 6. Радзиевский В.Н. Композиционное коррозионностойкое износостойкое плакирование деталей шаровых кранов / В.Н. Радзиевский, Г.Г. Ткаченко, П.Е. Жарков // Компрессорное и энергетическое машиностроение. – 2006. – № 1. – С. 9 –15. 7. Ткаченко Г.Г. Композиционная коррозионностойкая износостойкая наплавка на железоникелевой основе уплотнительных колец шаровых кранов / Ткаченко Г.Г., Радзиевский В.Н., Жарков П.Е. // Компрессорное и энергетическое машиностроение. – 2008. – № 1. – С. 86 – 89.

Òåõíîëîãèè

ÓÄÊ 621.99.07.014

А. А. Íешта, аспирант, Ä. Â. Криворучко, д-р теõн. наук, доцент (Ñумскоé государственнûé университет)

Àíàëèç ïðîèçâîäèòåëüíîñòè îáðàáîòêè âèíòîâûõ ïîâåðõíîñòåé При обработке винтовых поверхностей методом копирования возникают проблемы с низкой производительностью из-за нарезания профильным инструментом и большой массы подвижных частей станка. При использовании метода безцентроидного огибания уменьшается длина контакта режущей кромки и заготовки, что приводит к снижению сил резания и повышению производительности, но не позволяет использовать возможности современных инструментальных материалов. В статье выполнен анализ производительности обработки винтовых поверхностей путем сравнения основного времени обработки круглой резьбы по ISO 10208. Показано, что наиболее производительным способом обработки винтовых поверхностей является способ нарезания многолезвийным мерным инструментом со стандартными режущими пластинами на фрезерных станках с ЧПУ. Ключевые слова: резьба, метод формообразования, основное время, производительность, режущий инструмент, точение. При обробці гвинтових поверхонь методом копіювання виникають проблеми з низькою продуктивністю через обробку профільним інструментом і велику масу рухомих частин верстата. Використання методу безцентроїдного огинання не дозволяє використовувати можливості сучасних інструментальних матеріалів. У статті виконано аналіз продуктивності обробки гвинтових поверхонь шляхом порівняння основного часу обробки круглої різьби за ISO 10208. Показано, що найбільш продуктивним способом обробки гвинтових поверхонь є спосіб нарізування багатолезовим мірним інструментом зі стандартними ріжучими пластинами на фрезерних верстатах з ЧПК. Ключові слова: різь, метод формоутворення, основний час, продуктивність, ріжучий інструмент,точіння . Problems of machining helical surfaces by form-copying method are connected with improper force factors, poor efficiency and dedicated tool usage. Machining with centroidless rounding method allow to reduce contact length of cutting edge and workpiece which leads to cutting force reduction and increasing of efficiency. Nevertheless it doesn’t create favorable cutting conditions for modern cutting materials. Analysis of most efficient machining methods was provided. Efficiency definition was implemented by effective cutting time analysis for certain thread type. Conducted calculations allows to define the most efficient way of thread machining, which can be realized by multipoint machining with to-size tool on milling CNC machine. Keywords: thread, shaping, effective cutting time, efficiency, cutting tool, turning.

бработка винтовых поверхностей деталей машин в разных условиях производства осуществляется различными способами [1], но большинство из них относится к методу копирования при обработке фасонными резцами, который имеет существенные недостатки [2]. При точении фасонным резцом съем припуска осуществляется благодаря синхронному движению вращающейся детали и прямолинейному перемещению фасонного резца вдоль ее оси. За один оборот заготовки резец перемещается на расстояние равное шагу нарезаемой резьбы, при этом врезание по глубине осуществляется за несколько проходов. Глубина проходов, как правило, разная. Проблемами, воз-

никающими при данном способе обработки, является необходимость использования специальных резьбовых резцов и пластин, большая сила резания, низкая стойкость инструмента. Необходимость использования специальных режущих пластин обусловлена изменением размеров профиля обрабатываемой винтовой поверхности. Большая сила резания возникает из-за большой активной длины контакта кромки режущей пластины и детали по всей длине профиля впадины винтовой поверхности на последних проходах, что приводит к возникновению вибраций и к снижению стойкости режущего инструмента. Обработка винтовых поверхностей данным способом происходит за

несколько проходов, что ограничивает производительность. Для устранения вышеуказанных недостатков нужно использовать другие способы, основанные на другом методе формообразования. Уже известны способы обработки винтовых поверхностей (резьбовых поверхностей деталей бурового оборудования, шнеков насосов и компрессоров (рис. 1), которые основываются на методе безцентроидноидного огибания и отличаются от метода копирования формообразованием винтовой линии, типом используемого оборудования и инструмента. Так как в методе безцентроидного огибания профили инструмента и обрабатываемой винтовой поверхности не совпадают, то способы, с помощью

Компрессорное и энергетическое машиностроение №2 (40) июнь 2015

Рис. 1. Детали насосно-компрессорного оборудования которых они реализуются, являются приближенными. Развитие исследований в области обработки винтовых поверхностей приближенными способами позволяет говорить об актуальности выбранной темы исследования. По сравнению со способами, которые основаны на методе копирования, приближенные способы имеют одно общее отличие от метода копирования –несовпадение профиля режущего инструмента и обрабатываемого профиля винтовой поверхности детали. Информация в проанализированных источниках [3-7] подтверждает использование инструментов с профилем режущей кромки, который отличается от профиля обрабатываемой винтовой поверхности. Профиль режущей кромки инструмента соответствует профилю стандартных сменных неперетачиваемых пластин [3-7]. Рассмотрим более подробно некоторые приближенные способы обработки винтовых поверхностей. Комбинированный способ иглотокарной обработки винтов [3] подразумевает обработку эксцентричных винтов инструментом со стандартной пластиной треугольного профиля. Способ осуществляется на токарном станке с уста-

новкой обрабатываемой заготовки со смещением на величину эксцентриситета к оси вращения в специальном приспособлении, которое обеспечивает относительное планетарное вращательное движение заготовки вокруг оси вращения и кинематически связано с продольной подачей инструмента. За один оборот заготовки инструмент перемещается на величину шага обрабатываемой винтовой поверхности. При этом обработка винтовой поверхности для получения полного профиля происходит за несколько проходов. Обработка винтовых поверхностей, в частности шнеков, на токарных станках с ЧПУ [4] предполагает получение винтовых поверхностей любого профиля инструментом со стандартным профилем режущей пластины за счет движения по специальной траектории и выбора различных вариантов обработки, что позволяет осуществить САМ система. Для достижения требуемых показателей качества поверхности обработка производится за несколько проходов, глубина которых рассчитывается САМ системой автоматически. Способ нарезания резьбы с круглым профилем [5] заключается в том, что для получения резьбы с круглым профилем, резцом с прямолинейными режущими кром-

ками, ось вращения резца смещают относительно оси вращения заготовки на величину равную половине глубины профиля резьбы, а вершину резца – на величину, равную половине среднего диаметра резьбы. Резец в данном способе имеет вращательное и поступательное движение вдоль оси заготовки, а заготовка – только вращательное. Обработка винтовой поверхности происходит за несколько проходов. Способы нарезания резьбы [6, 7] предполагают также использование инструментов со стандартным профилем режущих пластин, который отличается от профиля обрабатываемой винтовой поверхности. Обработка осуществляется на токарном станке с вращением заготовки и продольным перемещением режущего инструмента вдоль ее образующей. Инструменту также дополнительно сообщается возвратно-поступательное движение перпендикулярно оси заготовки на величину равную высоте профиля обрабатываемой винтовой поверхности. Профиль винтовой линии образуется за один проход режущего инструмента. Приближенные способы, которые основаны на методе безцентроидного огибания, имеют тенденцию к распространению и активному внедрению на машиностроительных предприятиях вместо способов осуществляемых методом копирования из-за большей универсальности и повышения производительности обработки винтовых поверхностей. Хотя рассмотренные способы и имеют высокую производительность, они ограничены техническими характеристиками оборудования, на котором происходит обработка винтовых поверхностей. Способы осуществляются на станках токарной группы, которые в силу большой инерционности подвижных частей (суппорт с резцедержателем) не могут перемещаться с высокой скоростью на короткие расстояния. Большая инерционность возникает из-за большой массы, которой обладают подвижные узлы станка. При перемещении с предельно высокой скоростью на короткие расстояния возникает

Рис. 2. Диаграмма основного времени обработки круглой внутренней резьбы R32 ISO 10208 повышенный износ шарико-винтовых пар приводов, движущихся и несущих элементов (суппорта и станины). Также при высокой скорости перемещений возникает проблема их синхронизации с частотой вращения шпинделя. Масса обрабатываемой детали создает дополнительные колебания, которые неблагоприятно влияют на процесс обработки винтовых поверхностей. Все вышеуказанные проблемы ограничивают производительность рассмотренных способов. Решением проблемы может служить приближенный способ обработки винтовых поверхностей, аналогичный способам [6, 7] с реализацией на станках фрезерной группы. Известен способ обработки круглой внутренней резьбы [9], который также относится к приближенным методам, так как профили режущей кромки и обрабатываемой винтовой поверхности не совпадают. Обработка винтовой поверхности в данном способе выполняется на вертикально-фрезерном станке с ЧПУ специальной мерной фрезой со стандартными

режущими пластинами, количество которых зависит от размера фрезы. Цель работы: выявление наиболее производительного способа обработки винтовых поверхностей. Для доказательства эффективности способа обработки, с точки зрения уменьшения основного времени на обработку винтовых поверхностей, были проведены расчеты на примере обработки круглой внутренней резьбы R32 ISO 10208 с наружным диаметром 31,36 мм, шагом 12,7 мм и высотой профиля 1,5 мм для всех рассмотренных приближенных способов и предложенного способа (табл. 1). Длина обрабатываемой винтовой поверхности 100 мм. Выводы Проведенный анализ различных способов обработки винтовых поверхностей, осуществляемых методом копирования и безцентроидного огибания, показал, что наиболее производительным является приближенный способ многолезвийной обработки мерным ин-

струментом на фрезерных станках c ЧПУ за счет полноценного использования возможностей режущего инструмента, обработки за один проход и одновременно участвующих в обработке нескольких режущих кромок. Список литературы: 1. Нешта А. А. Область применения метода обработки внутренней резьбы мерным инструментом / А. А. Нешта, Д. В. Криворучко. // Вісник НТУ ХПІ. – 2015. – №4. – С. 145–149. 2. Якухин В. Г. Изготовление резьбы / В. Г. Якухин, В. А. Ставров. – М: Машиностроение, 1989. – 192 с. 3. Пат. RU 2334590. Комбинированный способ иглотокарной обработки винтов/ Степанов Ю. С., Киричек А. В., Афанасьев Б. И. и др..МПК В23В 5/36 (2006.01). - № 2007109420/02 заявл. 14.03.2007; 27.09.2008, бюл. № 27. 4. Мальцев А. М. Обработка шнеков на токарных станках с ЧПУ / А. М. Мальцев, А. А. Аввакумов. // ИТО. – 2011. – №10. – С. 40–41.

Компрессорное и энергетическое машиностроение №2 (40) июнь 2015

Таблица 1. Сравнение приближенных способов обработки круглой внутренней резьбы R32 ISO 10208 с наружным диаметром 31,36 мм, шагом 12,7 мм и высотой профиля 1,5 мм длиной 100 мм по критерию основного времени

Глубина резания t, мм

Количество проходов i

Подача S, мм/об

Частота вращения n, об/ мин

Основное время To, мин

0,05

12,7

500

0,46

0,1

12,7

500

0,23

0,05

12,7

500

0,46

Способ нарезания резьбы с круглым профилем [5]

0,1

12,7

500

0,23

Способы нарезания резьбы [6, 7]

1,5

0,2

5000

0,1

Способ обработки многолезвийным инструментом на фрезерном станке с ЧПУ [9]

1,5

0,6

5000

0,03

Способ обработки винтовых поверхностей

Многопроходное точение фасонным резцом

Комбинированный способ иглотокарной обработки винтов [3]

Обработка винтовых поверхностей на токарных станках с ЧПУ по программе [4]

5. Пат.SU 432988. Способ нарезания резьбы с круглым профилем/ Богатырев В.И., Юдин Л. П., МПК B23G 1/00. - № 1901530/25-08 заявл. 04.04.73; 15.04.79, бюл. № 14. 6. Пат.SU 1016096. Способ нарезания резьбы (его варианты)/ Богатырев В.И., Юдин Л. П., Бондарев К. Д., Соркин А. Е., Зыков Е. И. МПК B23G 1/00. – № 3357640/2508 заявл. 23.11.81; 07.05.83, бюл. № 17.

7. Пат.RU 2424415. Охватывающая часть для бурового оборудования и способ ее изготовления/ Нава П., Серенсен П., МПК E21B 17/042 (2006.01), B23G 1/32 (2006.01). - № 2008149698/03 заявл. 11.05.2007; 20.07.2011, бюл. № 27. 8. Шаповал Ю. В. Разработка стенда для исследования вибраций при точении с высокой скоростью вращения детали / Ю. В. Шаповал, Р. Н. Зинченко // Машинобудування України очи-

ма молодих: прогресивні ідеї - наука - виробництво: тези доповідей XIV Всеукраїнської молодіжної науково-технічної конференції. – Суми : СумДУ, 2014. – С. 106-107. 9. Пат.UA 103734. Спосіб обробки круглої внутрішньої різьби/ Некрасов С.С., Криворучко Д. В., Нешта А.О. МПК B23C 3/32 (2006.01), B23B 1/00. – № a201214037 заявл. 10.12.2012; 11.11.2013, бюл. № 21.

Äèàãíîñòèêà

ÓÄÊ 621.039.83

Í. È. Áазалеев, д.т.н., Â. Â. Áрþõовецкиé, д.ф.-м.н., Â. Ô. Клепиков, член-кор. ÍАÍ Óкра¿ни, Â. Â. Ëитвиненко, д.т.н., Å. Ì. Ïроõоренко, к.ф.-м.н., докторант (Èнститут электрофизики и радиационнûõ теõнологиé ÍАÍ Óкраини)

Îñîáåííîñòè îáíàðóæåíèÿ äåôåêòîâ â ìåòàëëàõ ïðè öèêëè÷åñêèõ íàïðÿæåíèÿõ ìåòîäîì äèíàìè÷åñêîé òåðìîãðàôèè

Методом динамической термографии проведены исследования особенностей проявления дефектных структур в металлах при воздействии циклических напряжений. Экспериментально подтверждена возможность выявления современными тепловизионными средствами контроля термопроявления структурных неоднородностей и дефектов в металлах при циклических нагрузках образцов. Ключевые слова: тепловой контроль; динамическая термография; циклические напряжения, дефекты в металлах, тепловизионный контроль, дефектоскопия Методом динамічної термографії проведено дослідження особливостей проявлення дефектних структур в металах при дії циклічних напружень. Експериментально доведено можливість виявлення сучасними тепловізійними засобами контролю термопроявлення структурних неоднорідностей і дефектів у металах при циклічних навантаженнях зразків. Ключові слова: тепловий контроль; динамічна термографія; циклічні напруження, дефекти в металах, тепловізійний контроль, дефектоскопія, Dynamic thermography has been applied to study the particular qualities of the defect structures appeared in metals under the cyclic stress loads. It was experimentally conﬁrmed the possibility to identify the thermal phenomena of the structural heterogeneities and defects in metals under cyclic loading using modern thermographic monitoring techniques. Keywords: heat control, dynamic thermography, cycle stress, defects in metals, thermographic monitoring, defectoscopy

Введение Одним из перспективных и динамично развивающихся способов контроля в настоящее время является тепловой контроль, основанный на методах инфракрасной термографии [1]. Температурное поле поверхности объекта является источником информации об особенностях процесса теплопередачи, которые, в свою очередь, зависят от наличия внутренних или внешних дефектов: скрытых раковин, полостей, трещин, инородных включений. При нарушении термодинамического равновесия объекта с окружающей средой на его поверхности возникает избыточное температурное поле, характер которого позволяет получить информацию о свойствах объектов. Современные тепловизоры позволяют получать динамические ряды инфракрасной видеосъемки, то есть регистрировать не только мгновенное тепловое состояние объекта контроля, но и процесс его изменения во времени. Динамическая термография базируется на анализе переходных процессов, вызванных эффектами изменения скорости распространения тепла в объектах контроля.

Преимуществом динамической термографии по сравнению со стационарными методами являются более высокий уровень термопроявления дефектов (которые, как правило, незначительно влияют на стационарное распределение температуры) при переходных процессах. Особенно актуальным является применение динамической термографии для обнаружения дефектов в металлах, обладающих высокой теплопроводностью. Локальное повышение температуры на поверхности может вызываться как за счет внутренних источников тепловыделения в объекте контроля, имеющих различную физическую природу, так и механических напряжений и вибрации [2, 3]. Существующие теоретические подходы к моделированию процессов генерации, распространения и рассеивания тепловых (температурных) волн в твердотельных объектах с неоднородностями различной формы и разной физической природы позволяют установить в общем виде связь тепловых процессов с характеристиками неоднородностей (дефектов) [3, 4]. В материалах с дефектами структу-

ры под воздействием внешней механической стимуляции возникают температурные поля, обусловленные рассеянием энергии колебаний на дефектах и превращением её в тепловую энергию за счет внутреннего трения и механического гистерезиса. В областях нарушения однородности структуры (дефектах) возникают локальные зоны перегрева объекта. Ранее активно развивались термоакустические методы с применением импульсного воздействия на дефект [5]. Постановка задачи Целью данной работы является исследования возможности идентификации методом динамической термографии поверхностных температурных аномалий, которые возникают в местах существования внутренних дефектов в металлах в процессе их активации циклическими напряжениями. Для практической реализации данного метода необходимо создание определенного циклического / акустического воздействия на объект контроля (активационное действие), при котором значения термоаномалий температурных полей на дефектных структурах,

Компрессорное и энергетическое машиностроение №2 (40) июнь 2015

которые проявляются на поверхности, являются достаточными для идентификации дефектов современными тепловизионными системами. Идентификация тепловых поверхностных аномалий в области внутренних дефектов (зонах интенсивного поглощения и рассеяния энергии упругих волн), осуществляется на основе анализа теплофизического состояния объекта контроля и учета особенностей формирования поверхностных температурных полей при изменении теплопроводности материала и наличия в нем дефектных структур. Методика экспериментов Исследования методом дистанционного термографического контроля динамики температурных полей проводились на специализированном стенде рис. 1 позволяющим имитировать различные виды активирующего воздействия на объект исследования: теплового, с использованием широкоформатного источника инфракрасного излучения или контактных нагревателей; циклические напряжения (вибрация) – инициируются генератором акустических (ультразвуковых) волн [6]. Конструктивной особенностью стенда является возможность как раздельной, так и одновременной активации образцов рис. 2 разными по физической природе энергетическими потоками (циклические напряжения F(A, ω, t), источник инфракрасного излучения Q), что позволяет использовать корреляционные методы обработки тепловых полей для выявления термопроявления дефектов (ΔT), повышения эффективности их идентификации. Поле инфракрасного излучения объектов исследования фиксировали при помощи тепловизионной системы LIPS 814 (температурное разрешение – 0,08 °С; пространственное разрешение – 1,2 мрад; поле зрения – 21 × 16; детектор – 320 × 240, неохлаждаемый FPA микроболометр; спектральный диапазон 8 – 14 мкм; частота кадров – 24 Гц). Как источник циклических напряжений использовался генератор акустических волн УЗДН-22 (частота 22 кГц, мощность – 1,0 кВт, нагрузка на образец до 0,7 МПа) с пружинным (контактным) приспособлением передачи напряжения на объект исследования. Уровень акустической энер-

Рис. 1. Схема специализированного стенда для исследования термопроявлений дефектных структур в материалах методами активной инфракрасной термографии

Рис. 2. Способы активации образцов

гии, подводимой к образцу, регулировался изменением прижимного усилия между образцом и опорой, а также выбором типа согласующего устройства между излучателем акустических волн и образцом. Объектом исследования были образцы из конструкционной стали (Сталь 35), изготовленные в виде прямоугольных пластин толщиной от 2,0 мм до 10 мм и размерами от 60 × 130 мм2 до 150 × 210 мм2, в которых были смоделированы два типа дефектов, рис. 3. Тип 1 – дефекты сформированы гидродинамическим перемешиванием расплава металлов образца и электрода АНО-4 при электродуговом разряде с последующим шлифованием поверхности. Диаметр дефекта 3 – 10 мм. Такие дефекты

имитирует микроструктурную неоднородность металла. Тип 2 – дефекты в виде запрессованных в пластину цилиндров диаметром от 2 мм до 6 мм из конструкционной стали (электрод АНО-4), латуни, свинца и минеральной смеси типа накипь (имитируют инородные включения в образце). На подготовленных таким образом пластинах с дефектами с обеих сторон было нанесено лакокрасочное покрытие. Результаты На рис. 4 представлены термоизображения участка пластины с дефектом (а), график динамики термопроявления дефекта (б) и профильные термограммы по линии сечения образца, проходящей через дефект (в). Толщина пластины –

2 мм, диаметр дефекта – 6 мм. Активация образца осуществлялась циклическими напряжениями с частотой 22 кГц мощностью 0,1 кВт. Максимальная амплитуда термопроявления дефекта во времени наблюдается в интервале 60 – 90 секунд. Превышение фоновой температуры при этом составляет более 4 °С. Далее амплитуда термоаномалии в области дефекта уменьшается, а зона, охватывающая термоаномалию, расширяется за счет действия механизмов теплопроводности и рассеивания тепла. Термопроявление дефекта значительно снижается после 270 секунди действия акустической активации, по-видимому, через рассеивание тепла посредством механизма

Рис. 3. Виды дефектов на образцах: а) – Тип 1, б) – Тип 2; 1 – форма/структура дефектов; 2, 3 – фотоизображения дефектных зон с лакокрасочным покрытием и частично удаленным лакокрасочным покрытием соответственно

Компрессорное и энергетическое машиностроение №2 (40) июнь 2015

Рис. 4. Динамика термопроявления дефекта (Тип 1) в стальной пластине теплопроводности, которая для стального образца достаточно велика. На рис. 5 представлены термоизображения и графики, а на рис. 6 – динамика термопроявления дефекта (Тип 1) в стальной пластине (Сталь 35; толщина пластины – 2 мм; диаметр дефекта – 4 мм) при различных уровнях энергии активации образца циклическими напряжениями с частотой 22 кГц. На рис. 5 а) и соответственно на рис. 6 (кривая 1) – нагрузка на образец минимальная (0,1 МПа, мощность источника активации – 0,1 кВт). На рис. 5 б) и соответственно рис. 6 (кривая 2) – нагрузка на образец 0,35 МПа (мощность источника активации – 0,4 кВт) и на рис. 5 в) и соответственно рис. 6

(кривая 3) – нагрузка на образец 0,7 МПа (мощность источника активации – 0,9 кВт). В первом случае, когда мощность источника активации минимальна, повидимому, в основном действует электрон-фононный механизм передачи энергии. В случае же увеличения нагрузки – преобладает действие механизма передачи энергии за счет упругой деформации кристаллической решетки. Из графиков динамики роста амплитуды термопроявления дефектов видно, что с увеличением нагрузки на образец увеличивается амплитуда термопроявления дефекта, однако уменьшается интервал времени его термопроявления. Максимальная скорость

роста температуры наблюдается при максимальной нагрузке на образец. Максимальное термопроявление в этом случае наблюдается в интервале времени 50 – 100 с, превышение фоновой температуры при этом составляет примерно 2,7 °С. На 150 секунде действия нагрузки амплитуда термопроявления дефекта падает до уровня колебаний фоновой температуры. При еще более значительном увеличении нагрузки на образец интервал времени термопроявления дефекта выходит за пределы возможности его регистрации применяемым оборудованием. Однако абсолютный максимум термопроявления дефекта ~3,4 °С) наблюдается во втором случае, когда

Рис. 5. Термоизображения и термограммы термопроявления дефекта (Тип 1) в стальной пластине при различных уровнях энергии активации образца циклическими напряжениями

Рис.6. Динамика термопроявления дефектов (Тип 1) при различных уровнях энергии активации образца циклическими напряжениями (материал – Сталь 35; толщина пластины – 2 мм; диаметр дефекта – 4 мм): 1 – нагрузка на образец – 0,1 МПа, частота – 22 кГц; 2 – нагрузка на образец – 0,35 МПа, частота – 22 кГц; 3 – нагрузка на образец – 0,7 МПа, частота – 22 кГц

мощность источника активации составляет 0,4 кВт (амплитуда нагрузки – 0,35 МПа). На рис. 7 представлены термоизображение и термограммы особенностей термопроявления дефектов Тип 2 в металле, имеющих разные теплофизические характеристики, при одновременном действии теплового (АЧТ, температура 220 °С) и акустического (частота – 22 кГц; мощность – 0,2 кВт; нагрузка – 0,05 МПа) источников активации. Данные приведены для 60 и 120 с времени термопроявления дефектов. Для этих времен термопроявление дефектов в данном случае является максимальным. Дефекты выполнены в виде запрессованных в пластину (Сталь 35, толщина 2 мм) цилиндров диаметром 5 мм (А – Сталь 20; В – минеральная смесь типа накипь; С – латунь; D – свинец; E – реперное отверстие в металле). Максимальное значение термоаномалий достигало 0,7 °С, причем дефекты А, С и D проявились в виде отрицательных (относительно фоновой температуры образца) аномалий, с минимальным термопроявлением дефекта D (0,2 – 0,3 °С). На 180 секунде действия источников акти-

Компрессорное и энергетическое машиностроение №2 (40) июнь 2015

Рис. 7. Особенности термопроявлення дефектов (Тип 2) в пластине метала при одновременном действии теплового (АЧТ) и акустического источников активации вации амплитуда термопроявления дефектов уменьшилась до уровня флуктуаций фона – образец перешел в изотермический режим. При одновременной тепловой и акустической активации образцов подтвержден синергетический эффект термопроявления дефектов, что значительно повышает чувствительность метода к обнаружению микроструктурных неоднородностей в металлах. Работа выполнена при частичной поддержке целевой комплексной программы НАН Украины «Ресурс», проект № 4.10.

исследований конструкционных материалов. 2. Экспериментальные исследования подтвердили возможность выявления современными тепловизионными средствами контроля термопроявления структурных неоднородностей и дефектов в металлах при циклических нагрузках образцов. 3. Сочетание одновременной тепловой и акустической активации образцов значительно повышает чувствительность метода к обнаружению микроструктурных неоднородностей в металлах.

Выводы 1. Разработан комплекс стендового оборудования и методология его использования с учетом возможности активации образцов тепловыми и акустическими полями, циклическими нагрузками. Данный комплекс может быть использован для активной термографической инфракрасной дефектоскопии и структурных

Список литературы: 1. Вавилов В. П. Инфракрасная термография и тепловой контроль / В. П. Вавилов. – М.: ИД Спектр, 2009. – 544 с. 2. Mignogna R. B. Thermographic investigation of high-power ultrasonic heating in materials / R. B. Mignogna, R. E. Green, J. Duke, E. G. Henneke, K. L. Reifsnider // Ultrasonics. – 1981. – V.7. – P. 159 – 163.

3. Maldague X. Pulsed phase infrared thermography / Maldague X., Marinetty S. // J. Appl. Phys. – 1996. – V.79 (5). – P. 2694 – 2697. 4. Han X. Thermosonics: Detecting cracks and adhesion defects using ultrasonic excitation and infrared imaging / X. Han, L.D. Favro, Z. Ouyang, R.L. Thomas // The Journal of Adhesion. – 2001. – V.76(2). – P. 151 – 162. 5. Morbidini M. Prediction of the thermosonics signal from fatigue cracks in metals using vibration damping measurements / M. Morbidini, P. Cawley, T. Barden, D. Almond, Ph. Duffour // J. Appl. Physics. – 2006. – V.100. – P. 104905 – 104919. 6. Базалєєв М. І. Установка активації металів циклічними напруженнями при термографічній дефектоскопії / М. І. Базалєєв, Б. Б. Бандурян, В. В. Брюховецький, В. Ф. Клепіков, В. В. Литвиненко, Є. М. Прохоренко // Восточно-Европейский журнал передовых технологий. – 2013. – №5/5(65). – С. 36 – 40.

Авторское соглашение научно-производственного и информационного журнала «Компрессорное и энергетическое машиностроение» Автор (авторы) материалов, публикуемых в Научно-производственном и информационном журнале «Компрессорное и энергетическое машиностроение» (далее журнал), в случае их принятия к публикации передает (передают) учредителям и редколлегии журнала права на: – публикацию данных материалов на украинском (русском, английском) языке и распространения их печатной версии; – перевод данных материалов на английский язык (для материалов на украинском или русском языках) и распространение печатной версии перевода; – распространение электронной версии материалов, а также электронной версии их англоязычного перевода (для материалов на украинском или русском языках) через любые электронные средства (размещение на официальном web-сайте журнала, в электронных базах данных, репозитариях и т.д.). При этом автор (авторы) сохраняет (сохраняют) за собой право без согласования с редколлегией и учредителями журнала: – использовать материалы полностью или частично в образовательных целях; – использовать материалы полностью или частично для написания собственных диссертаций; – использовать материалы для подготовки тезисов, докладов конференций, а также устных презентаций; – размещать электронные копии материалов (в том числе конечную электронную версию, скачанную с официального web-сайта журнала) на: a) персональных web-ресурсах всех авторов (web-сайты, web-страницы, блоги и т.п.); б) web-ресурсах учреждений, где работают авторы (включая электронные репозитарии); в) некоммерческих web-ресурсах открытого доступа (например, arXiv.org). Во всех случаях наличие библиографической ссылки на материалы или гиперссылки на ее электронную копию на официальном web-сайте журнала обязательна. Этим соглашением автор (авторы) материалов также подтверждает (подтверждают), что представленная рукопись: – не затрагивает авторских прав других лиц или организаций; – не была опубликована ранее в других издательствах; – не была представлена к публикации в другие издания. Редакция журнала

Приглашение к сотрудничеству Искренне признательны нашим уже постоянным и новым авторам журнала и надеемся, что это сотрудничество будет расширяться. Приглашение к нему мы адресуем всем, кому не безразличны проблемы отрасли, кто готов поделиться с коллегами своим опытом, идеями или просто интересной информацией. Будем рады видеть среди авторов журнала научных и инженерно-технических работников институтов, организаций, предприятий и компаний, связанных с проектированием, разработкой, производством и эксплуатацией компрессорного и энергетического оборудования, а также студентов и аспирантов высших учебных заведений. Надеемся, наше сотрудничество будет интересным и взаимополезным. Компрессорное и энергетическое машиностроение №2 (40) июнь 2015