Кем (compressor and power machine industry) 4(42) 2015

Содержание № 4(42)

К сведению авторов журнала......... 2 ИССЛЕДОВАНИЯ Марцинковский В. А., Гудков С. Н., Кундера Ч. Осевые колебания системы ротор – торцовое сальниковое уплотнение................. 3 Ванеев С. М., Мирошниченко Д. В. Исследование и оптимизация конструкции проточной части вихревой расширительной машины с внешним периферийным каналом................ 9 Воробьев Ю. С., Овчарова Н. Ю., Жондковски Р., Берлизова Т. Ю. Напряженно деформированное состояние охлаждаемой монокристаллической лопатки ГТД в температурном поле с учетом влияния ориентации кристаллографических осей........... 15

Прокопов М. Г., Козин В. Н., Мерзляков Ю. С., Чех О. Ю. Влияние косого среза сопла на формирование вихревого потока в жидкостно-паровом струйном компрессоре вихревого типа.......... 20 Радионов А. В. Применение магнитожидкостных герметизаторов для повышения техногенной безопасности опасных производств..................... 25

теплообменных аппаратов компрессорных установок.............. 34 Пономаренко О. И., Костик Е. А., Федоров Г. Е. Изготовление отливок с дифференцированными свойствами поверхности................ 40 Свинороев Ю. А. Лигниносодержащие литейные связующие материалы – новые возможности........................ 45

ПРОЕКТИРОВАНИЕ И МОДЕЛИРОВАНИЕ Бондаренко Г. А., Будко Д. В. О математическом моделировании системы воздухоснабжения промышленного предприятия........ 29

ТЕХНИЧЕСКИЙ КОНТРОЛЬ И ДИАГНОСТИКА Зенкин Н. А., Зенкин А. С., Басок Е. А. Контрольно-диагностическая аппаратура для определения микротрещин на поверхности деталей и узлов............................... 51

ТЕХНОЛОГИЯ Кирик Г. В., Жарков П. Е., Тарельник В. Б., Коноплянченко Е. В. Новый способ оребрения труб

Памяти Сергея Сергеевича Серикова......... 54 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 №4 (42) декабрь 2015

Исследования

УДК 621.515:62-251:62-762

В. А. Марцинковский, д-р техн. наук, проф., С. Н. Гудков, канд. техн. наук, ст. преподаватель (Сумский государственный университет, г. Сумы, Украина); Ч. Кундера, д-р техн. наук, проф. (Технологический университет, г. Кельце, Польша)

Осевые колебания системы роторторцовое сальниковое уплотнение В работе представлены результаты динамического анализа системы ротор – торцевое сальниковое уплотнение. Получены зависимости для определения амплитуды вынужденных колебаний аксиально-подвижной втулки и колебаний ротора. Ключевые слова: торцовое сальниковое уплотнение, ротор, осевые колебания, амплитуда колебаний. У роботі представлені результати динамічного аналізу системи ротор – торцеве сальникове ущільнення. Отримані залежності для визначення амплітуди вимушених коливань аксіально-рухомої втулки та коливань ротора. Ключові слова: торцеве сальникове ущільнення, ротор, осьові коливання, амплітуда коливань.

The paper presents results of dynamic analysis of rotor – face packing seal system. Dependences for determining of forced vibrations amplitude of axially movable sleeve and rotor vibrations were obtained.

Keywords: face packing seal, rotor, axial vibrations, amplitude of vibrations.

1 Схема уплотнения и его особенности Рассматривается конструкция торцового уплотнения (рис. 1), в котором одно из колец пары трения заменено кольцом упругой сальниковой набивки [1, 2]. Герметизация достигается за счет торцового поджатия кольца сальниковой набивки 3, расположенного в аксиально-подвижной втулке 2, к опорному кольцу 4. Как и в механических торцовых уплотнениях, предварительное поджатие осуществляется упругими элементами 1. В процессе работы для этого используется давление pe уплотняемой среды, что позволяет обеспечить оптимальное контактное давление pc на расчетном режиме путем выбора соответствующего коэффициента нагрузки K и коэффициента кратности = pc /pe. На рис. 2 а и 2 б для сравнения показаны варианты конструкций механического торцового уплотнения и торцового сальника с не вращающимися аксиальноподвижными кольцами. Как видно из рисунков, принципиальным отличием этих конструкций является лишь то, что в торцовом сальнике одним из уплотняющих колец является кольцо сальниковой набивки. Набивка в первом приближении представляет упругий материал. Благодаря этому отпадает необходимость в прецизионной обработке торцовой контактной поверхности опорного кольца, обязательной для механических торцовых уплотнений, для которых допустимая неплоскостность не бомкм. лее 0,9 мкм при шероховатости При разработке торцовых сальников используются все лучшие конструктивные решения, накопленные практикой производства и эксплуатации механических торцовых уплотнений. В частности, на рис. 2 показаны блочные конструкции. Уплотнение представляет собой отдельный узел, собранный на базе защитной втулки 2 и крышки 9, которые скреплены монтажной скобой 10. При установке уплотнения на машину скоба удаляется. Результаты детальных экспериментальных и теоретических исследований [3, 4], а также практика эксплуатации доказывают, что по технико-экономическим

показателям (протечки, ресурс, потери мощности на трение, расход набивки, затраты на ремонт и обслуживание) торцовые набивочные уплотнения (торцовые сальники) превосходят традиционные радиальные сальниковые уплотнения. В то же время их стоимость и эксплуатационные затраты значительно ниже по сравнению с механическими торцовыми уплотнениями [5]. Благодаря отсутствию прецизионных пар в торцовых сальниках разница в стоимости механических и сальниковых торцовых уплотнений резко возрастает с увеличением диаметра уплотняемого вала: для больших диаметров торцовые сальники особенно эффективны. Отмеченные преимущества торцовых сальников позволяют ожидать, что уже в ближайшее время они получат более широкое распространение, особенно в центробежных насосах различного назначения.

2 Постановка задачи Ротор и аксиально-подвижная втулка с сальниковой набивкой, с упругими и демпфирующими элементами

Рис. 1. Схема торцового сальникового уплотнения

3

На рисунке использованы следующие обозначения: – ​массы аксиально-подвижной втулки и ротора, z1, z2 их осевые смещения, s0 – ​предварительное сме – ​приведенный коэфщение нажимной втулки, фициент жесткости упругих элементов и жесткость на сжатие сальниковой набивки, k2 – ​жесткость осевого крепления ротора, с, c2 – ​коэффициенты демпфирования аксиально-подвижного кольца и ротора. Обе схемы близки к схемам динамических гасителей колебаний массы [7]. Решение задачи о колебаниях только аксиальноподвижной втулки механических торцовых уплотнений, для которых k1→∞ (оба контактных кольца абсолютно жесткие), приведено в работах [8, 9].

а)

б)

Рис. 2. Механические уплотнения: а) торцовое; б) сальниковое 1 – вал, 2 – защитная втулка, 3 – обойма вращающегося уплотнительного кольца, 4 – вращающееся уплотнительное кольцо, 5 –аксиально подвижное уплотнительное кольцо, 6 – аксиально подвижная втулка, 7 – штифт, 8 – упругий элемент, 9 – крышка, 10 – монтажная скоба, 11 – гайка, 12 – опорный диск представляют связанную двухмассовую колебательную систему, которая совершает малые осевые колебания. В первом приближении сальниковую набивку можно рассматривать как линейно упругий материал [6]. Такое допущение позволяет легко оценить динамические характеристики системы – ​собственные частоты и амплитуды вынужденных колебаний. В качестве внешних гармонических возмущений выступают малые пульсации уплотняемого давления pe относительно его установившегося значения:

Сам ротор упруго оперт в осевом направлении (коэффициент жесткости , а при осевых колебаниях превязкого сопротивления. Во многих одолевает силу – ​ случаях характер осевых колебаний ротора определяется устройством автоматического уравновешивания осевых сил – ​автоматом разгрузки. В предлагаемом анализе выведены уравнения связанной системы ротор-уплотнение, получены амплитуды вынужденных колебаний аксиально подвижной втулки и колебаний ротора. Расчетные схемы и динамические модели уплотнений с вращающейся А и не вращающейся В аксиальноподвижными втулками показаны на рис. 3.

4

3 Статический расчет Аксиально-подвижная втулка совершает осевые колебания относительно положения статического равновесия, которое определяется необходимой по требованиям герметичности величиной контактного давления pc* между набивкой и торцовой поверхностью опорного диска. Требуемое контактное давление достигается за счет предварительного осевого перемещения нажимной втулки s*. Предварительное перемещение s0 создается при монтаже уплотнения. Нажимное устройство, расположено, как правило, в крышке уплотнительного узла. В процессе работы насоса набивка дополнительно сжимается осевым смещением вала z20 и усилием уплотняемого давления pe0. Статический расчет позволяет определить предварительное сжатие s*, обеспечивающее оптимальное контактное давление pc* на установившемся режиме работы насоса. Если неуравновешенную торцовую площадь втулки, на которую действует уплотняемое давление, обо, то сила осевого давления значить F=A5p5=A0Kpe, – ​площадь контактной поверхности, где K=Ae/A0 – ​коэффициент нагрузки, используемый в теории и практике механических торцовых уплотнений. Этим коэффициентом определяется, главным образом, ресурс уплотнения, так как от него зависит режим работы пары трения. Рекомендации по выбору численных значений для различных конструкций торцовых уплотнений и условий их работы основываются на опыте эксплуатации. Учитывая практическую значимость коэффициента нагрузки, в дальнейшем через него будем выражать силу давления F. Условия равновесия аксиально-подвижной втулки принимают вид. (m) и ротора

Рис. 3. Расчетные схемы уплотнений и их динамические модели

Компрессорное и энергетическое машиностроение №4 (42) декабрь 2015

Из формул (3) и (5) следует, что при s*=0, т. е. при отсутствии предварительного смещения нажимной втулки от ненагруженного состояния набивки:

Схема А – масса m: (k+k1) масса М:

(6)

Из уравнений равновесия находим zA10 (1)

zA10

Таким образом, коэффициент кратности  связан с коэффициентом нагрузки K, и его можно рассматривать как модифицированный коэффициент нагрузки, зависящий от схемы нагружения сальниковой втулки. Нужно иметь в виду, что в большинстве случаев, особенно в центробежных машинах, уплотняемое давление пропорционально квадрату частоты вращения ротора:

Схема В – масса m:

,

(k+k1)

где обобщенный коэффициент Вп определяется конструкцией машины, геометрией ее проточной части. Оценить величину Вп можно по номинальным паспортным параметрам:

масса М: ,

(2) Нулевыми индексами отмечены установившиеся значения переменных; z10, z20 – смещения втулки и вала относительно ненагруженного (F0=s0=0) состояния. Пользуясь формулами (1, 2) найдем связь между необходимым средним контактным давлением и предварительным смещением нажимной втулки. Для схемы А деформация набивки:

4 Вынужденные колебания системы ротораксиально подвижная втулка Динамические модели А и В представляют собой связанные двух-массовые системы, совершающие малые осевые колебания относительно положения статического равновесия. При этом текущие значения переменных можно представить в виде:

ΔA0 усилие сжатия набивки: На основании 2-го закона Ньютона для модели А:

k1 а среднее контактное давление в паре трения:

Для обеспечения герметичности нужно, чтобы выполнялось условие pc0= . Подставив (1), найдем (3) ,

Исключив уравнения равновесия и опуская для краткости знак , получим связанную систему

(4)

– эквивалентные жесткости последовательно где ke, соединенных пружин. Требуемое контактное давление пропорционально уплотняемому давлению: pc0=pe0. Коэффициент кратности =pc0/pe0≈1–1,5 принимается на основании опыта эксплуатации подобных конструкций и зависит от рабочих параметров, требований по герметичности и ресурсу, условий работы. Для схемы В усилие сжатия набивки , а необходимое предварительное смещение нажимной втулки

(7)

где (8) Введем оператор дифференцирования по времени p=d/dt и представим уравнения (7) в операторной форме: (9) где

(5) (10)

5

Дифференциальные операторы – ​собственные операторы изолированных (парциальных) систем, – ​перекрестный оператор, определяющий упругодемпферную связь между колебаниями масс m, M. Подобным образом получим систему уравнений совместных колебаний модели В:

Остальные операторы имеют вид: для обеих схем ; для схемы А:

(11) Модель В отличается от модели А собственной частотой парциальной системы вала и перекрестным оператором: (12) Здесь рассматриваются колебания сальниковой втулки и ротора, обусловленные малыми гармоническиотноми колебаниями уплотняемого давления сительно его установившегося значения. Последнее, как правило, является давлением нагнетания рассматриваемого насоса или компрессора. При этом возмущение и реакция на него системы имеют вид:

для схемы В:

Подставив (17) и (18) в формулы (15), получим

В качестве амплитудной частотной характеристики примем безразмерную величину, которая пропорциональна модулю частотной передаточной функции = : .

(13) (14) – ​амплитуды и фазы вынужденных колегде баний втулки и ротора соответственно, знаки вариаций опущены. при Пользуясь формулами Крамера, запишем решения систем уравнений (9) и (11): для схемы А:

(18)

,

(19)

Фазовая частотная характеристика – ​аргумент передаточной функции: (20) Для дальнейших расчетов введем безразмерную частоту и показатели затухания: . При этом формулы (19) и (20) запишем в развернутом виде:

для схемы В: (15)

(21)

Амплитудная характеристика вала

где собственные операторы систем а после перехода к безразмерному виду .

(16)

Для гармонических колебаний оператор диффе. Введем эту замену и разделим ренцирования вещественные и мнимые части операторов. Для этого умножим числитель и знаменатель на сопряженное знаменателю комплексное число. В результате получим для : собственного оператора систем для схемы А:

.(22) Подобным образом найдем амплитудные частотные характеристики втулки и ротора схемы В:

. С учетом (17) и (18), получим

для схемы В: (17)

6

(23)

Компрессорное и энергетическое машиностроение №4 (42) декабрь 2015

Для сравнения приведем амплитудные характеристики соответствующей консервативных систем, полагая

Для модели В

, и условие плотности контакта (28)

и учитывая различие вторых собственных ча:

стот парциальных систем

Последние неравенства можно использовать для вы. бора относительной жесткости

,

5 Численные примеры (24)

.

(25)

Из первых формул (24) и (25) видно, что на частоте вращения ω=Ω2 (ν=η), т. е. на частоте вращения, равной собственной частоте второй парциальной системы, амплитуда вынужденных колебаний втулки равна нулю, несмотря на то, что на втулку действует гармоническая сила faeiωt. В теории колебаний это явление получило название антирезонанс, а схемы, подобные приведенным на рис. 3, близки к схемам динамических гасителей колебаний массы т. В диссипативных системах явление антирезонанса несколько сглаживается демпфирующими силами. Формулы (21–23) дают возможность оценить размерную амплитуду для любой частоты вращения по заданной амплитуде гармонического воздействия pea (13):

(26)

Нормальная работа уплотнения характеризуется наличием постоянного контакта между торцовыми поверхностями сальниковой набивки и опорного диска. Однако, при вынужденных осевых колебаниях диска изменяется деформация набивки и контактное давление, а при достаточно больших амплитудах возможно периодическое раскрытие торцового стыка. Раскрытие стыка сопровождается резким увеличением протечек, поэтому его нужно избегать. Для модели А величина сжатия набивки в равноотсчитывается от ее весном положении недеформированного состояния. Если амплитуда вынужденных колебаний втулки превысит Δz, то на полупериоде отхода втулки от опорного диска торцовый стык будет раскрываться Плотность стыка не нару. Для некоторого упрощешается при условии ния будем полагать, что колебания вала происходят относительно несмещенного статического положения: z20 = 0. Из формулы (1) следует, что это возможно при k2→∞. В этом случае

, а условие сохра-

нения контакта с учетом (25) принимает вид: (27)

1. Насос двустороннего входа (типа Д), давление нагнетания peo = 0,65 МПа, рабочая частота вращения ωn = 150 c – 1. Диаметр вала (защитной рубашки) под уплотнением 120 мм; r1 = 70 мм, r2 = 90 мм, сечение намм, м2; из опыта принимабивки ем K = 1,1. Коэффициенты жесткости упругих элементов Н/м, коэффициент осеи набивки k = 105 Н/м, Н/м, вой жесткости подшипников качения , т = 6 кг, M = 75 кг. По формулам (8), (10), c – 1, Ω2 = 518 c – 1, , Ω1 = 183 .

2. Консольный конденсатный насос, давле МПa, рабочая частота врание нагнетания щения ωn = 300 с -1. Диаметр вала под уплотнением 40 мм; r1 = 23 мм, r2 = 31 мм сечение набивки 8х8 мм, м2, ; из опыта принимаем Н/м; Н/м, Н/м, т = 2 кг, М = 12 кг, μ = 0,17. По формулам (8), (10) к = 0,01, c – 2, c – 2, Ω22 = 1,67 · 106 А-2, , . На рабочей частоте , при амплитуде пульсаций давления мм. ампли0,01pe0 по формуле (26) получаем туда колебаний вала значительно меньше. Таким образом, если амплитуда пульсаций давлений составляет 1 % от уплотняемого давления, то амплитуда осевых колебаний втулки и вала не представляет опасности. Большинство подобных насосов по параметрам занимает промежуточное положение, поэтому расчет таких крайних вариантов позволяет судить о динамике уплотнений с промежуточными параметрами. На рисунках 4 и 5 приведены амплитудно-частотные характеристик для консервативных систем (ζ = 0). Выводы 1. Ротор и аксиально-подвижная втулка торцового сальника образуют связанную двухмассовую систему с упруго-демпферными связями. Статический расчет системы позволяет выбрать начальное смещение нажимной втулки s0 так, чтобы в процессе работы обеспечивалось необходимое контактное давление pc0 в паре трения – ​формулы (3) и (5).

2. В качестве первого приближения в дифференциальных уравнениях совместных колебаний (9) и (11) можно пренебречь перекрестными связями, если m / M << 1. В этом случае можно рассматривать вынужденные колебания втулки, возбуждаемые заданными, независимыми осевыми колебаниями ротора и колебаниями уплотняемого давления.

3. Собственная частота ротора как второй парциальной системы в схеме А с вращающейся втулкой не зависит от жесткости набивки, в отличие от схемы В, в которой колебания ротора напрямую воздействуют на набивку.

4. На АЧХ колебаний втулки видны антирезонансы (А1 = 0) на второй парциальной частоте.

5. В работе получены выражения см. (26), которые позволяют расчетным путем оценить размерные значе-

7

а)

а)

б)

б)

Рис. 4. Амплитудно-частотные характеристики втулки и ротора схемы А (а) и схемы B (б) – пример 1

Рис. 5. Амплитудно-частотные характеристики втулки и ротора схемы А (а) и схемы B (б) – пример 2

ния амплитуд осевых колебаний втулки и вала на рабочей частоте вращения.

5. Gaft J. A choice of the seal for the shaft of the pump / J. Gaft, W. Marcinkowski // Proc. Pump users International Forum, 29–30 September. – ​Karlsruhe, 2004.

6. Загорулько А. Экспериментальные исследования физико-механических свойств сальниковых набивок / А. Загорулько, С. Гудков, Я. Гафт // Zeszyty naukowe «Nauki nechniczne – ​budowa I eksploatacja maszyn» – ​Kielce: Politechniki Swietokrzyskiej, 2008. – ​Vol. 2. – ​рр. 115–121.

7. Green I. Dynamic response to axial oscillation and rotating seat runout in contacting mechanical face seals / I. Green, S. Bair // STLE Trans, 1991. – ​Vol. 34, No. 2. – ​ pp. 169–176.

8. Kundera Cz. Seals of rotating systems: monograph M53 / Cz. Kundera. – ​Kielce University of Technology, Kielce, 2013. – ​pp. 286.

9. Timoshenko S. Vibration problems in engineering / S. Timoshenko, D. H. Young, W. Weaver // John Wiley&Sons. – 1974.

10. Марцинковский В. А. Динамика роторов центробежных машин: монография / В. А. Марцинковский. – ​ Сумы: СумГУ, 2012. – 562 с.

Список литературы: 1. Марцинковский В. А. Насосы атомных электростанций / В. А. Марцинковский, П. Н. Ворона. – ​М.: Энергоатомиздат, 1987. – 256 с.

2. Загорулько А. В. Экспериментальные исследования новых конструкций торцовых сальниковых уплотнений с гидродинамической разгрузкой пары трения / А. В. Загорулько, С. М. Гудков // Вісник Східноукраїнського національного університету імені Володимира Даля. – 2007. – № 3. – ​C. 91–97.

3. Gaft Y. Face packing seals: new opportunities for pump rotor hermetic sealing / [Y. Gaft, A. Zahorulko, V. Martsynkovsky, S. Shevchenko] // Proc. XVI Int. Conf.

Fluid Sealing. – ​Brugge, Belgium, 2000. – ​pp. 335–349.

4. Diany M. An Experimental-Numerical Procedure for Stuffing Box Packing Characterization and Leak Tests / M. Diany, A. – ​H. Bouzid // Journal of Tribology, 2011. – ​ Vol. 133, No. 1.

8

Компрессорное и энергетическое машиностроение №4 (42) декабрь 2015

Исследования

УДК 621.577.64:519.863

С. М. Ванеев, канд. техн. наук, доцент, Д. В. Мирошниченко, аспирант (Сумский государственный университет, г. Сумы, Украина)

Исследование и оптимизация конструкции проточной части вихревой расширительной машины с внешним периферийным каналом Проведено исследование влияния основных геометрических параметров двухпоточной вихревой расширительной машины на величину адиабатного КПД. Разработана параметрическая модель двухпоточной расширительной машины. Численное исследование проводилось в программном комплексе ANSYS CFX с использованием методов теории планирования экспериментов. Решена задача оптимизации двухпоточной проточной части с внешним периферийным каналом, где целевой функцией являлся адиабатный КПД. Ключевые слова: энергосбережение, вихревая расширительная машина, параметрическая модель, планирование эксперимента, математическая модель, оптимизация. Проведено дослідження впливу основних геометричних параметрів двухпоточної вихрової розширювальної машини на величину адіабатного ККД. Розроблено параметричну модель двухпоточної розширювальної машини. Чисельне дослідження проводилося в програмному комплексі ANSYS CFX з використанням методів теорії планування експериментів. Розв'язана задача оптимізації двухпоточної проточної частини із зовнішнім периферійним каналом, де цільовою функцією був адіабатний ККД. Ключові слова: енергозбереження, вихрова розширювальна машина, параметрична модель, планування експерименту, математична модель, оптимізація.

Research of influence the major geometric parameters of twin-vortex expansion engine on the value of the adiabatic efficiency of the parametric model developed twin-expansion engine. Numerical study was carried out in the program complex ANSYS CFX using the methods of the theory of planning of experiments. Was solved the problem of optimization of the dual-stream flow with an external peripheral channel where the target function is the adiabatic efficiency.

Keywords: energy saving, whirling expansion machine, parametric model, experiment planning, mathematical model, optimization.

Введение В настоящее время для решения проблем энергосбережения и экологии проводятся работы по использованию вихревых расширительных машин для утилизации энергии избыточного давления газов и паров, устанавливаемых параллельно или взамен узлам редуцирования. Значительная часть энергии в процессе понижения давления может быть преобразована в механическую работу на валу турбины, устанавливаемой вместо редуктора или регулятора давления. С вала турбины энергия может быть использована для привода каких-либо устройств (насосов, компрессоров, вентиляторов) или преобразована в электрическую энергию с помощью генератора рис. 1. Интерес к этому типу расширительных машин возник в связи с тем, что для малых мощностей (до 500 кВт) вихревые расширительные машины по многим своим технико-экономическим характеристикам превосходят все остальные типы. Например, вихревые расширительные машины, как и объёмные, способны срабатывать большие перепады давлений и имеют большие отношения пускового момента к номинальному, при этом, вихревая турбомашина не имеет трущихся рабочих органов, не загрязняет рабочую среду и обеспечивает лучшие показатели ресурса и надежности. По сравнению с расширительными машинами динамического действия вихревые имеют скорость вращения в 5–10 раз

меньше, что позволяет использовать в качестве опор подшипники качения и исключить из систем промежуточные редукторы. Но у вихревых расширительных машин есть и недостатки (устранение которых и является целью данной работы): 1. Из-за недостатка теоретических и экспериментальных исследований использование вихревых рас-

Рис. 1. Утилизирующая детандерная установка на базе вихревой расширительной машины

9

ширительных машин ограничивается низким значением КПД, находящимся в диапазоне 25–40 %.

2. Давление по длине проточной части вихревой ступени в значительной мере изменяется от входа к выходу (см. рис. 2). Это приводит к появлению радиальной силы давления, которая может быть значительной и вызывать износ опор и недопустимый прогиб вала и перекос колеса, что может привести к заеданию и поломке. Решить эту проблему можно переходом на многопоточную схему. Постановка задачи и объект исследований Проведение экспериментальных исследований на натурных моделях связано с большими затратами времени и средств, так как варьирование геометрическими параметрами в широком диапазоне ведет к необходимости изготовления большого количества проточных частей. Также ограничена визуализация потока, что для вихревых машин имеет большое значение. Теоретические методы расчета вихревых машин в настоящее время не находят практического применения ввиду трудности учета всех факторов, влияющих на работу вихревой ступени. Наиболее эффективно применить численное моделирование течения газа с применением вычислительных программных комплексов. Обзор известных источников показал отсутствие системных исследований относительно целесообразности перехода к многопоточной схеме расширительной машины. Известные экспериментальные значения КПД многопоточных схем не превышают 30 %. В связи с этим было проведено исследование влияния основных геометрических и газодинамических параметров двухпоточной вихревой расширительной машины с внешним периферийным каналом на ее эффективность. Целью работы является получение формальных математических моделей в виде квадратичного полинома для изучения влияния основных геометрических параметров элементов на характеристики расширительной машины, а так же изучение возможности оптимизации проточной части с применением методов теории планирования эксперимента.

а)

Модель вихревой расширительной машины На первом этапе была построена параметрическая модель вихревой расширительной машины (рис. 3) и реализована в программном комплексе ANSYS CFX (рис. 4). К параметрической модели предъявляются требования совместимости параметров модели (факторов). Совместимость означает, что все их комбинации осуществимы и безопасны. Это требование достигается применением независимых, как правило, определяющих и зависимых от определяющих параметров. Зависимость задается с помощью уравнений связи. Второе важное требование – ​это независимость определяющих параметров, то есть возможность установления параметра (фактора эксперимента) на любом уровне (в установленном диапазоне) вне зависимости от уровня других параметров (факторов) [1]. Для уменьшения числа опытов было необходимо определить наиболее влияющие параметры и уменьшить их количество с помощью уже имеющихся данных исследований вихревых машин. Уменьшить количество влияющих параметров можно также переходом от нескольких отдельных параметров к безразмерным , геометрическим комплексам (газодинамическим

10

б) Рис. 2. Распределение статического давление по длинне рабочего канала проточной части: а) вариант однопоточной схемы; б) вариант двухпоточной схемы (радиальные усилия взаимно скомпенсированы) ), которые из них формируются. Значения остальных независимых геометрических параметров (рис. 3 и 5) были определены как менее значимые и оп-

Компрессорное и энергетическое машиностроение №4 (42) декабрь 2015

тимальные их значения взяты из исследований, приведенных в работах [2, 3]. Влияющие параметры задавались в определенном для них диапазоне, в котором предполагалось получить оптимум целевой функции (в нашем случае – ​значение КПД). Были выделены следующие наиболее влияющие факторы: ; – приведённая окружная скорость – относительный диаметр проточной части (рис. 3); – относительный диаметр сопла (рис. 3); (рис. 3); – угол наклона сопла и определен диапазон их изменения: – =0,1 – 0,2; –

;

; – – . характеризует Приведённая окружная скорость оборотность и нагруженность турбины: , где D – ​наружный диаметр рабочего колеса, м; n – ​частота вращения рабочего колеса, об/мин; СS – ​изоэнтропная скорость истечения, характеризует располагаемую удельную работу расширительной машины, м/с. Изоэнтропную скорость истечения определяют по формуле:

где hs – ​удельный изоэнтропный перепад энтальпий (удельная располагаемая работа расширительной

Рис. 4. Система параметрического газодинамического анализа Fluid Flow (CFX) это отношение Относительный диаметр сопла диаметра сопла в выходном сечении к диаметру канала проточной части. Диапазон изменения парамепринимался из конструктивных соображений тра так, чтобы не нарушить требования совместимости параметров.

– ​ Относительный диаметр проточной части это отношение диаметра меридионального сечения проточной части к наружному диаметру рабочего колеса. В исследованиях однопоточных вихревых машин [3, 2] , оптимальные значения параметра в работе [3] сделано предположение (которое не было подтверждено экспериментально), что для перехода

Рис. 3. Параметрическая модель вихревой расширительной машины с внешним периферийным каналом

машины), Дж/кг; k – ​показатель изоэнтропы рабочего тела; R – ​удельная газовая постоянная, Дж/кгК; – ​температура торможения газа на входе в машину, К; Пт – ​степень понижения давления в расширительной машине. связывает частоту Таким образом, параметр вращения турбины, ее габариты и располагаемую работу расширения газа в турбине. Так для классических радиальных турбин максимальный КПД соответствует ≅0,5–0,7. параметру Диапазон изменения параметра Пт для рассматриваемых условий составляет от 1,3 до 6 (дозвуковое сопло). В данном исследовании степень понижения давления принималась постоянной и равной Пт = 4.

Рис. 5. Интерфейс панели Outline of All Parameters которая позволяет работать с входными и выходными параметрами

11

на многопоточную схему необходимо сохранять относительную рабочую длину проточной части. В связи с этим в данном исследовании диапазон изменения принят 0,06–0,12. параметра определяет угол атаки при Угол наклона сопла натекании газа из сопла на лопатки рабочего колеса. Диапазон его изменения выбран на основании исследований, представленных в работа [3, 2]. Адиабатный КПД при проведении вычислительного эксперимента определяется по формуле:

где – ​крутящий момент на валу расширительной угловая скорость вращения ротомашины, Н∙м; потребляемый расход газа, кг/с. ра, рад/с; При проведении вычислительных экспериментов и определяются по исходным данным, значения и получаются в результате вычислиа значения тельных экспериментов. Методика исследований. Задачоптимизации состоит в отыскании такого допустимого, т. е. удовлетворяющего ограничениям, сочетания факторов, которое давало бы экстремальное значение целевой функции. Для получения формальной макромодели использовался аппарат регрессионного анализа и теории планирования эксперимента [1]. В качестве функциональной связи между геометрическими параметрами проточной части и выходными данными был выбран полином второго порядка вида:

Для построения квадратичной модели функции отклика необходимо варьирование независимых факторов как минимум на трех уровнях. Для исследования влияния четырех факторов на трех уровнях требуется 81 опыт. Для сокращения количества опытов применяются симметричные некомпозиционные планы Бокса-Бенкена, которые для четырех факторов позволяют получить значения коэффициентов квадратичного полинома, используя только 27 опытов. План Бокса-Бенкена представляет собой часть полного трехуровневого плана второго порядка, который по статистическим характеристикам превосходит известные центрально-композиционные ортогональные и ротатабельные планы. В данной работе расчетные точки вычислительного эксперимента выбирались по плану полного факторного эксперимента с дальнейшим сравнением с планом Бокса-Бенкена. В точках плана осуществлялось численное моделирование течения газа с применением программного комплекса ANSYS CFX. Комплекс хорошо зарекомендовал себя в турбомашиностроении при решении многих задач газовой динамики [4]. Задача принималась осесимметричной и решалась в квазитрехмерной постановке, на основе решения осредненных по Рейнольдсу уравнений Навье-Стокса. Моделирование турбулентных эффектов осуществлялось посредством SST модели. В качестве исходных данных для расчетов были приняты: полное давление и полная температура на входе и статическое давление на выходе из расчетной области. Рабочее тело – ​вязкий сжимаемый воздух. Турбулентность потока на начальном участке 3 %. В качестве критерия сходимости принимается условие достижения максимальными невязками параметров течения значений ниже 10–5, либо отсутствие больших осцилляций в значениях выходных параметров.

Рис. 6. Диаграмма значимости (чувствительности) эффекта eff – ​ адиабатный КПД

12

Компрессорное и энергетическое машиностроение №4 (42) декабрь 2015

Рис. 7. Диаграмма рассеяния наблюдаемых (ось абсцисс) и предсказанных с помощью полученной математической модели значений КПД (eff) расширительной машины Результаты исследований Ниже представлена диаграмма, показывающая значимость входных параметров для выходных критериев (рис. 6). На величину адиабатного КПД (см. рис. 6) боль, параметры ше всего влияет параметр также имеют большое влияние и необходимо знать их оптимальные значения для достижения максимальных значений КПД. Анализ полученных результатов (рис. 6, 7, 8) показывает, что влияющие параметры и диапазоны их изменения были выбраны правильно, получен оптимум для целевой функции (КПД). На основе полученных результатов могут быть рекомендованы определенные соотношения геометрических и газодинамических параметров, обеспечивающие относительно высокий уровень КПД двухпоточной вихревой машины с внешним периферийным каналом в диапазоне изменения : ; Пт ; . Результаты вычислительного эксперимента пои казывают, что регулированием параметрами около диапазона их оптимума можно добиться необходимых параметров момента и мощности без значительного снижения КПД не увеличивая радиальных размеров проточной части. Например, при постоянных наружном диаметре рабочего колеса и частоте вращения, можно увеличить мощность расширительной машины в 5 раз при снижении КПД всего на 5 % (с 45 % до 40 %), увеличив знаи диачения диаметра канала проточной части метра сопла .

Выводы 1. В работе на основе использования программного комплекса ANSYS разработана параметрическая модель и методика численного исследования вихревой расширительной машины, позволяющая исследовать влияние геометрических и газодинамических параметров на ее эффективность и характеристики. Установлены наиболее влияющие факторы и определены диапазоны их изменения.

2. На основе теории планирования эксперимента построен план и выполнен вычислительный эксперимент, по результатам которого (см. рис. 8) получена математическая модель (полином) в виде зависимости КПД турбины от основных влияющих факторов.

3. Проведена многокритериальная оптимизация, которая позволила найти геометрические параметры проточной части, обеспечивающие максимальный КПД оборудования.

4. Установлено, что по результатам работы оптимальные значения КПД вихревой двухпоточной турбины с внешним периферийным каналом удалось повысить более чем на 15 % (с уровня менее 30 % до уровня боле 45 %). Разработана и оформлена в виде программы методика проектного расчета для такой проточной части.

5. Предложенный подход может успешно применятся для дальнейшей оптимизации конструкции проточной части данного вида оборудования. Список литературы: 1. Адлер Ю. П. Планирование эксперимента при поиске оптимальных условий / Ю. П. Адлер, Е. В. Маркова, Ю. В. Грановский. – ​М.: Наука, 1976. – 280 с.

13

Рис. 8. Поверхности отклика: карты линий уровня и график поверхностей отклика для выходного параметра eff – ​адиабатный КПД 2. Староверов К. В. Совершенствование и исследование вихревой машины с периферийным каналом в режиме пневмопривода: дис. … канд. техн. наук: 05.04.06 / К. В. Староверов. – ​М., 1990. – 128 с.

3. Ванеев С. М. Разработка и исследование вихревого пневмопривода с внешним периферийным каналом и сопловым аппаратом: дис. … канд. техн. наук: 05.04.06 / С. М. Ванеев. – ​М., 1986. – 183 с.

4. Шелковский М. Ю. Верификация программного комплекса ANSYS CFX для численного анализа трехмерного вязкого течения в компрессоре / М. Ю. Шелковский // Восточно-Европейский журнал передовых технологий. – 2012. – № 3/10 (57). – ​С. 60–65.

14

Компрессорное и энергетическое машиностроение №4 (42) декабрь 2015

Исследования

УДК 539.3:621

Ю. С. Воробьев, д-р техн. наук, проф., Н. Ю. Овчарова, ведущий инженер (Институт проблем машиностроения им. А. Н. Подгорного НАН Украины, г. Харьков, Украина); Р. Жондковски, д-р техн. наук, проф. (Институт проточных машин им. Р. Шевальского Польской Академии наук, г. Гданьск, Польша); Т. Ю. Берлизова, аспирант (Национальный технический университет «ХПИ», г. Харьков, Украина)

Напряженно деформированное состояние охлаждаемой монокристаллической лопатки ГТД в температурном поле с учетом влияния ориентации кристаллографических осей Рассматривается температурное и термоупругое состояния охлаждаемой монокристаллической лопатки со сложной вихревой системой охлаждения и каналами для выхода охлаждающего воздуха. Задача определения напряженно деформируемого состояния лопатки под действием температурных полей и центробежных сил решается методом конечных элементов. Рассмотрено влияние ориентации кристаллографических осей на распределение и величину термоупругих напряжений по объему лопатки. Ключевые слова: охлаждаемая лопатка, температурные поля, центробежные силы, термоупругие напряжения, монокристаллический материал, кристаллографические оси. Розглядається температурне і термопружний стан охолоджуваної монокристаллической лопатки зі складною вихровий системою охолодження та каналами для виходу охолоджуючого повітря. Задача визначення напружено деформованого стану лопатки під дією температурних полів і відцентрових сил вирішується методом скінчених елементів. Розглянуто вплив орієнтації кристалографічних осей на розподіл та величину термопружних напруг за обсягом лопатки. Ключові слова: лопатка, що охолоджується, температурні поля, відцентрові сили, термопружнеа напруга, монокристалічний матеріал, кристалографічні осі.

We consider thermal and thermo-elastic states of single crystal cooled blade with complex vortex cooling system and output channels of cooling air. The problem of determining the stress strain state of the blade under the influence of temperature fields and centrifugal forces is solved by finite element method. We considered the influence of the orientation of the crystallographic axes on the distribution and value of thermoelastic stresses by volume of blade.

Keywords: cooled blade, temperature fields, centrifugal forces, thermoelastic stresses, single crystal material, crystallographic axes

Введение Повышение эффективности современных газотурбинных двигателей (ГТД) связано с ростом максимальной температуры газа. Эти параметры определяются возможностью создания, в первую очередь, лопатки первой ступени, которая обычно является охлаждаемой, а также лопаток последующих ступеней. В современных газотурбинных двигателях рабочие лопатки турбин подвержены воздействию высокотемпературного газового потока. Поэтому лопатки изготавливаются из жаропрочных сплавов при одновременном использовании охлаждения через внутренние каналы. Использование охлаждаемых рабочих лопаток газовых турбин вызвано тем, что возможности современных жаропрочных материалов работать при высоких температурах заметно отстают от возникающих потребностей современного газотурбостроения [1]. Поэтому широко используются различные системы

охлаждения рабочих лопаток ГТД. В связи с большими градиентами температур, в таких лопатках возникают высокие термоупругие напряжения. Следует также учитывать температурное расширение лопатки, которое влияет на зазоры в лабиринтных уплотнениях. Все это приводит к необходимости решать температурную и термоупругую задачи для определения напряженно деформированного состояния лопатки под действием температурных полей и центробежных сил. Внешнее охлаждение часто используется на части поверхности лопатки, например, в области выходной кромки. Наибольшей статической прочностью обладают современные жаропрочные монокристаллические сплавы, упругие свойства которых зависят от ориентации кристаллографических осей (КГО) [1, 2]. Хорошо известно, что изменение положения КГО существенно влияет на распределение и величину термоупругих напряжений. Анализу напряженно-

деформированного состояния в охлаждаемых монокристаллических лопатках и влиянию на него ориентации кристаллографических осей посвящен ряд работ [1–10]. В работах [5, 6] рассмотрено НДС монокристаллической лопатки с системой прямых охлаждаемых каналов и влияние на него ориентации КГО. В работах [11, 12] проведен анализ термоупругого состояния охлаждаемой монокристаллической лопатки с вихревой системой охлаждения. Целью данной работы является исследование термоупругого состояния лопатки с вихревой и частично пленочной системами охлаждения и влияния изменения азимутальной ориентации кристаллографических осей на напряженно-деформированное состояние лопатки. Постановка задачи В данном случае рассматривается охлаждаемая монокристаллическая лопатка с эффективной,

15

но сложной системой вихревого охлаждения. На рис. 1 представлены конструкция лопатки, система охлаждающий каналов, расположении КГО и направлении их поворота в процессе исследований. Вблизи выходной кромки расположены каналы для выхода охлаждающего воздуха, что обеспечивает внешнее охлаждение довольно тонкой выходной кромки. Возникающее температурное поле с высокими градиентами температур вызывает температурное расширение лопаток и высокие температурные напряжения. Поэтому необходимо решение взаимосвязанных задач определения температурного и термоупругого состояния охлаждаемой монокристаллической лопатки. Данная лопатка имеет перепад температур, как в продольном направлении, так и в поперечных сечениях. Поэтому задача должна решаться как трехмерная [11, 12]. Численный анализ температурного и термоупругого состояния лопатки В качестве исходных данных были заданы температуры различных участков лопатки, которые менялись от 580 до 810 ºС. С помощью осреднения было получено температурное поле лопатки. Кроме того решалась задача теплопроводности для случая, когда температура газа на поверхности лопатки 850 ºС, а температура охлаждающего воздуха на входе в систему охлаждения – ​600 ºС. Решение температурной задачи с заданными граничными условиями позволило получить распределение температур по объему лопатки [11]. Окончательное температурное поле отражено на рис. 2 в продольном и поперечном разрезах лопатки. Хорошо видно, что наибольшие градиенты температур наблюдаются в поперечных сечениях, которые заметно превосходят таковые по длине лопатки. Далее с учетом найденного температурного поля решалась задача термоупругости совместно с задачей статического деформирования под действием центробежных сил [11]. На рис. 3 представлено распределение интенсивностей напряжений на поверхности лопатки, а также в продольном и попереч-

16

а)

б)

в)

Рис. 1. Охлаждаемая лопатка с обозначением монокристаллических осей (а), направление поворота КГО (б) и ее система внутренних охлаждаемых каналов в виде вихревой матрицы (в) ном сечениях. Видно, что максимальные напряжения на поверхности лопатки возникают в области корневого сечения. Это соответствует зоне наибольших градиентов температур на поверхности лопатки (рис. 2). Наибольшие интенсивности напряжений по сечениям лопатки расположены ближе к выходной кромке. Распределение эквивалентных напряжений в сечениях лопатки представлено на рис. 4. Для распределения эквивалентных напряжений наблюдаются те же закономерности, что и для интенсивностей напряжений. Сравнение с НДС лопатки под действием только центробежных сил при температуре 20 ºС показывает, что основное влияние на НДС оказывает воздействие температурного поля.

Наибольшая интенсивность напряжений при действии только центробежных сил составляет не более 1 МПа. Наибольшая интенсивность напряжений при совместном действии центробежных сил и температурного поля не превышает 450 МПа. Известно, что ориентация кристаллографических осей оказывает существенное влияние на распределение полей напряжений [5, 6, 11]. В данном случае исследовалось влияние поворота кристаллографических осей в плоскости xy вокруг оси z, которая соответствует кристаллографической оси [001], для монокристаллической лопатки с вихревой системой охлаждения. На рис. 5 показано характерное распределение интенсивностей напряжений на поверхности лопатки при нескольких

Рис. 2. Распределение температур в различных сечениях лопатки

Компрессорное и энергетическое машиностроение №4 (42) декабрь 2015

Рис. 3. Распределение интенсивностей напряжений на поверхности лопатки и в сечения рабочей лопатки под действием центробежных сил и температурного поля положениях кристаллографических осей. Из рисунка видно общее снижение интенсивности термоупругих напряжений от корня к периферии и существенное изменение полей напряжений при повороте кристаллографических осей. Кроме того наблюдается локализация напряжений вблизи отверстий для выхода охлаждающего воздуха. Это объясняется тем, что наличие отверстий для выхода охлаждающего воздуха, хотя значительно и снижает температуру у выходной кромки лопатки, но вызывает существенные градиенты температуры и местное повышение интенсивностей напряжений. При этом порядок напряжений от центробежных сил не меняется. На рис. 6 приведено изменение распределения термоупругих напряжений в наиболее напряженных поперечных сечениях лопатки. На рис. 7 показано распределение интенсивности напряжений в наиболее характерных продольных сечениях лопатки. Таким образом, на рис. 5–7 приведены характерные картины распределения интенсивностей напряжений. Полученные результаты дают представление об общей картине распределения интенсивностей напряжений по объему лопатки и изменение их в зависимости

от ориентации кристаллографических осей. Распределение напряжений по объему лопатки носят довольно сложный характер. При вихревой системе охлаждения каналы для охлаждающего воздуха расположены под углом к продольной оси лопатки. Характер распределения напряжений меняется от сечения к сечению. При изменении ориентации кристаллографических осей происходит перераспределение всех напряжений и изменение всей картины НДС лопатки. Так как наибольшие интенсивности напряжений могут быть при этом в новой области лопатки, то они будут зависеть также от геометрических особенностей этой области и ее температуры. Поэтому построить простые графические зависимости как для случая влияния ориентации кристаллографических осей на собственные частоты колебаний лопаток [13] затруднительно. Однако общие закономерности можно выявить. Целесообразно построить некоторую кривую, которая отражает изменение наибольших интенсивностей напряжений независимо

Рис. 4. Распределение эквивалентных напряжений в сечениях рабочей лопатки под действием центробежных сил и температурного поля

17

Рис. 5. Изменение полей интенсивностей напряжений на поверхности лопатки при повороте кристаллографических осей от –150 до +150 их расположения при изменении ориентации КГО (рис. 8). Видно, что при повороте КГО [100], [010] вокруг оси [001], совпадающей с осью z, наибольшие интенсивности напряжений изменяются периодически, повторяясь через 900. Места локализации термоупругих напряжений часто совпадают с местами локализации вибрационных напряжений [13], что создает дополнительную опасность. Поэтому для оценки прочностной надежности охлаждаемых монокристаллических лопаток необходимо проводить комплексный анализ их динамического напряженного состояния при колебаниях и статического термоупругого состояния. Целесообразно ограничить повышение интенсивностей напряжений величиной 320 МПа (на 30 %), что соответствует повороту КГО на 12º–15º. Такие же ограничения на поворот кристаллографических осей рекомендуются для лопаток других конструкций [1, 5, 6], а также соответствуют условиям разброса собственных частот лопаток не более чем на 8–10 % [13].

напряжений на поверхностях охлаждающих каналов достигают 260 МПа.

2. При повороте кристаллографических осей вокруг оси z по часовой стрелке наблюдается тенденция существенного повышения наибольших интенсивностей напряжений до 420 МПа. При этом минимальные интенсивности напряжений наоборот снижаются.

3. При повороте кристаллографических осей против часовой стрелки происходит обратный процесс. Максимальные интенсивности напряжений при этом снижаются до 240 МПа. Эти результаты могут иметь отклонения,

учитывая сложность геометрических форм лопатки, температурных полей и неоднородность материала.

4. Общая картина НДС циклически повторяется при повороте кристаллографических осей на 90º (от –45º до +45º), что показано в работах [5, 6] для лопаток другой конфигурации. При этом максимальные напряжения существенно изменяются, поэтому требуется вводить некоторое ограничение на отклонение КГО.

5. При изготовлении монокристаллических лопаток следует стремиться, чтобы поворот КГО в плоскости xy не превы-

Выводы В работе на основе исследование термоупругого состояния лопатки с вихревой и частично пленочной системами охлаждения и влияния изменения азимутальной ориентации кристаллографических осей на напряженнодеформированное состояние лопатки установлено: 1. Когда КГО [100], [010], [001] совпадают с осями x, y, z наибольшие интенсивности термоупругих

18

Рис. 6. Изменение полей интенсивностей напряжений в поперечных сечениях лопатки при повороте кристаллографических осей от –15º до +15º

Компрессорное и энергетическое машиностроение №4 (42) декабрь 2015

Рис. 7. Изменение полей интенсивностей напряжений в продольном сечении лопатки при повороте кристаллографических осей от –15 до +15 0

8. Carter T. J. Common failures in gas turbine blades / T. J. Carter // Engineering Failure Analysis. – 2005. – ​ Vol. 12(2). – ​P. 237–247.

9. Y a h y a S . M . T u r b i n e s Compressors and Fans / S. M. Yahya // New delhi: Tata McGraw-Hill Education. – 2010. – ​P. 430–433.

10. Ebrahimia F. Effect of notch orientation on the evolution of plasticity in superalloy single crystals / F. Ebrahimia, L. E. Foreroa, S. Siddiquib, N. Arakereb // Mechanical and Aerospace Engineering. University of Florida, Gainesville, FL, United States. – ​ May 2006.

11. Ж о н д к о в с к и Р . А н а л и з термоупругого состояния охлаждаемой монокристаллической лопатки ГТД / Р. Жондковски, Ю. С. Воробьев, Н. Ю. Овчарова, Т. Ю. Евченко // Механіка та машинобудування. – 2013. – № 1 – ​C. 23–28.

12. Воробьев Ю. С. Особенности температурного и термоупругого состояния монокристалличе-

шал 12º–15º. Такие же рекомендации следуют из условия ограничения разброса собственных частот лопатки величиной 8–10 %. Список литературы: 1. Ножницкий Ю. А. О прочностной надежности монокристаллических рабочих лопаток высокотемпературных турбин перспективных ГТД / Ю. А. Ножницкий, Е. Р. Голубовский // Прочность материалов и ресурс элементов энергооборудования. – 2009. – ​Вып. 296. – ​С. 74–82.

2. Зысина-Моложан Л. М. Теплообмен в турбомашинах / Л. М. Зысина-Моложан, Л. В. Зысин, М. П. Поляк. – ​Л. Машиностроение, 1974. – 336 с.

3. Wolf D. S. Stress analysis of a first turbin vane using3-dimantional model with non-linear material behavior subjected to transient temperatures / D. S. Wolf // AIAA Pap. – 1981. – № 1437. – 5 p.

4. Шалин Р. Е. Монокристаллы никелевых жаропрочных сплавов: моногр. / [Р. Е. Шалин, И. Л. Светлов, Е. Б. Качанов и др.]. – ​М.: Машиностроение, 1997. – 336 с.

5. Придорожный Р. П. Влияние кристаллографической ориентации на объемное напряженно-деформированное состояние монокристаллической неохлаждаемой лопатки турбины / Р. П. Придорожный, А. В. Шереметьев // Вестник двигателестроения. – 2003. – № 1. – ​С. 47–51.

Рис. 8. Изменение наибольших интенсивностей напряжений в лопатке при повороте КГО [100], [010] вокруг оси [001] 6. Придорожный Р. П. Оценка влияния азимутальной ориентации на напряженность монокристаллической охлаждаемой лопатки в системе перфорационных отверстий / Р. П. Придорожный, А. В. Шереметьев, А. П. Зиньковский // Вестник двигателестроениия. – 2013. – № 1. – ​С. 53–57.

7. Копелев С. З. Охлаждаемые лопатки газовых турбин: Расчет и профилирование / С. З. Копелев. – ​ М.: Наука, 1983. – 145 с.

ской охлаждаемой лопатки ГТД / [Воробьев Ю. С., Овчарова Н. Ю., Берлизова Т. Ю. и др.] // Авиационно-космическая техника и технология. – 2014. – № 10 (117). – ​С. 75–78.

13. Vorobiov Iu. S. Vibration characteristics of cooled single-crystal gas turbine blades / [Iu. S Vorobiov, K. Yu. Dyakonenko, S. B. Kulishov, A. N. Skritskij, R. Rzadkowski] // Journal of vibration engineering & technologies. – 2014. – ​Vol. 2. – ​Issue 6. – ​ P. 537–541.

19

Исследования

УДК 621.517:621.694.2

М. Г. Прокопов, канд. техн. наук, ст. преподаватель; В. Н. Козин, канд. техн. наук, ст. преподаватель; Ю. С. Мерзляков, ассистент; О. Ю. Чех, аспирант (Сумский государственный университет, г. Сумы, Украина)

Влияние косого среза сопла на формирование вихревого потока в жидкостно-паровом струйном компрессоре вихревого типа Изучено влияние косого среза сопла на формирование вихревого потока и особенности истечения из него вскипающей жидкости. Проведен физический эксперимент, а также расчет и визуализация течения с использованием программного комплекса Ansys CFX. Установлено, что на эффективность вскипания недогретой до насыщения жидкости в косом срезе влияет начальное давление p0, диаметр критического сечения dг, угол косого среза c, а также угол конусности сопла k. Полученные результаты позволяют учитывать влияние косого среза при проектировании жидкостно-парового струйного компрессора вихревого типа. Ключевые слова: косой срез, сопло Лаваля, вскипающая жидкость, вихревой поток, жидкостно-паровой струйный компрессор. Вивчено вплив косого зрізу сопла на формування вихрового потоку і особливості витікання з нього скипаючої рідини. Проведено фізичний експеримент, а також розрахунок і візуалізація течії з використанням програмного комплексу Ansys CFX. Встановлено, що на ефективність скипання недогрітої до насичення рідини в косому зрізі впливає початковий тиск p0, діаметр критичного перетину dг, кут косого зрізу c, а також кут конусності сопла k. Отримані результати дозволяють враховувати вплив косого зрізу при проектуванні рідинно-парового струминного компресора вихрового типу. Ключові слова: косий зріз, сопло Лаваля, закипаюча рідина, вихровий потік, рідинно-паровий струменевий компресор.

The research is devoted to the influence of an oblique cut nozzle on vortex flow formation and outflow features of boiling liquid.

A physical experiment has been conducted. Ansys CFX software was used to calculate and visualize the flow. It was established that the efficiency of boiling subcooled liquid through oblique cut depends on the initial pressure p0 , critical cross-section diameter dг, oblique cut nozzle angle c , and taper nozzle angle k. The experimental results allow of taking into account an oblique cut effect in the design of the vortex type liquid-vapor jet compressor.

Keywords: oblique cut, de Laval nozzle, boiling liquid, vortex flow, liquid-vapor jet compressor.

1 Актуальность, цель и задачи исследования За последние несколько лет результаты исследований струйной термокопрессии в жидкостно-паровых струйных аппаратах показали эффективность применения таких аппаратов в составе струйного термокомпрессорного (СТК) модуля. СТК-модуль также нашел применение в гибридных термотрансформаторах нового типа с более высокими показателями энергоэффективности [1, 2, 3]. Жидкостно-паровые струйные компрессоры (ЖПСК) используют в качестве среды активного потока вскипающую в сопле Лаваля жидкость, а пассивного потока – ​пар. При создании термотрансформатора на сравнительно небольшие производительности (10–30 кВт) возникает проблема, связанная с влиянием масштабного фактора, которая зависит от условий развития потока самовскипания в канале рабочего соп-

20

ла [4]. Это объясняется тем, что для завершения релаксационного парообразования необходимо время и, связанная с ним, длина расширяющейся части сопла. Данный факт приводит к увеличению габаритных размеров струйного аппарата [4]. Для систем с большими расходами рабочей жидкости и инжектируемого пара масштабный фактор также приводит к увеличению числа ЖПСК в составе СТК-модуля, что существенно отражается на массогабаритных показателях подобного модуля. Одним из путей решения данной проблемы может быть применение в ЖПСК вихревого принципа энергетического взаимодействия между активным и пассивным потоками. Вихревое инжектирование пара низкого давления, как и парогазовых смесей вакуумных установок, может быть реализовано в разнообразных конструктивных решениях с применением цилиндрических и конических вихревых камер, спиральных каналов и др. [5].

Эффективность СТК-модуля в значительной степени определяется совершенством процесса истечения и завершенностью процесса парообразования. Для реализации наиболее полного преобразования располагаемой энергии недогретой до насыщения жидкости и использования вскипающего потока в качестве энергетического рабочего тела процесс релаксационного парообразования в вихревом потоке организован в цилиндрической камере с совмещенными рабочими соплами. На данный способ сжатия парожидкостной среды авторами был получен патент на полезную модель [6]. Уменьшение влияния масштабного фактора с помощью ЖПСК вихревого типа предусматривает уменьшение длины расширяющейся части сопла, поэтому сопла активного потока выполнены сильно недорасширенными (рис. 1). При использовании цилиндрических и конических вихревых

Компрессорное и энергетическое машиностроение

№4 (42) декабрь 2015

Рис. 1. Цилиндрическая вихревая камера с совмещенными рабочими соплами: 1 – ​вихревая камера; 2 – ​сопла активного потока

камер возникает конструктивная особенность в виде косого среза в выходной части сопла активного потока при входе в вихревую камеру, которая оказывает существенное влияние на формирование рабочего вихревого потока. Для описания данного процесса, учитывая существующий опыт, необходимо проведение дополнительного исследования. Целью работы является определение особенностей влияния косого среза сопла активного потока на эффективность процесса парообразования и формирование рабочего вихревого потока в ЖПСК вихревого типа. Для реализации поставленной цели в работе были поставлены и решены следующие задачи: – установить характер и особенности процесса вскипания жидкости, который происходит в косом срезе расширяющегося сопла и за его пределами; – провести экспериментальные и теоретические исследования отклонения вскипающего потока в косом срезе сопла; – выявить закономерности влияния начальных термических и кинематических параметров в пределах косого среза на эффективность формирования рабочей вихревой струи.

2 Современное состояние вопроса исследования Данные исследования в основном проводят применительно к сопловым аппаратам турбомашин. При рассмотрении радиальной решетки всегда возникает вопрос об определении угла выхода потока из соплового аппарата. При этом стоит отметить чрезвычайную трудность экспериментального определения угла выхода потока при малых размерах сопл. Применительно к жидкостно-паровым струйным

компрессорам вихревого типа данный вопрос не рассматривался. Результаты исследования ЖПСК прямоосного типа, представленные в работе [7], существенно упрощают понимание процессов и явлений, происходящих в проточной части компрессоров данного типа. Кроме того, в работе представлено физическое описание процессов, которые происходят в потоке вскипающей жидкости, разработаны теплофизическая и математическая модели течения вскипающей жидкости в сверхзвуковой части активного сопла, предложена методика расчета, позволяющая определить геометрические параметры проточной части и рассчитать ЖПСК с высокими показателями энергоэффективности. Установлено, что размер диаметра критического сечения сопла не влияет на размер частиц жидкой и паровой фазы, это является причиной увеличения продольных размеров расширяющейся части сопла. Данная проблема ограничивает использование ЖПСК прямоосного типа, поэтому предложено использовать ЖПСК вихревого принципа действия. В роботе [8] проведено экспериментальное исследование отклонения вскипающего потока в косом срезе сопла Лаваля с диаметром критического сечения dг=3,6 мм в диапазоне углов косого среза . Однако, при описании геометрических характеристик сопла, не указан угол расширяющейся части сопла, а схема отклонения вскипающего потока в косом срезе представлена для простого сопла с косым срезом. Процесс расширения газа, в косом срезе и за его пределами, в простом сопле при сверхзвуковых режимах течения и в сверхзвуковом сопле [9, 10, 11] происходит с изменением спектра потока. Эти изменения обусловлены влиянием пограничного слоя на стенке косого среза В-С (рис. 2). В диапазоне дозвуковых режимов течения косой срез практически не влияет на гидродинамику потока. При возникновении критического режима в узком сечении сопла косой срез выполняет роль расширяющейся части сопла Лаваля. В работе [9] истечение в косом срезе простого сопла при сверхзвуковых режимах течения рассматривается исходя из представлений об обтекании тупого угла сверхзвуковым потоком газа. В этом случае кромка сопла А является источником непрерывных

возмущений потока, в результате которых возникают стационарные волны разряжения. По этой причине нарушается симметричность спектра истечения и в пределах некоторого угла K1AК (рис. 2) происходит отклонение потока от оси сопла на угол , соответствующий расширению газа от давления , а скорость до давления среды его возрастает от до . Сечение A-K1 является начальной границей возмущений или начальной характеристикой, сечение A-К – ​конечной границей или конечной характеристикой звуковых возмущений. Перестроение потока и изменение его термических и кинематических параметров происходит в пределах угла K1AК. До сечения A-K1 поток остается невозмущенным, а его состояние характеризуется параметрами в сечении А-В. В сечении A-К состояние потока соответствует приведенному давлению газа за косым срезом, где – ​начальное давление активного потока. Начальная характеристика A-K1 наклонена к оси потока под

Рис. 2. Отклонение потока в косом срезе простого сопла при сверхзвуковых режимах течения

. Поскольку поток двиуглом жется со сверхзвуковой скоростью , давление остается постоянным в сечении A-K1, составляющей тас вектором , при котокой угол ром нормальная составляющая скок линии A-K1 будет равна рости скорости звука . Этому условию соответствует известное из теории обтекания внешнего тупого угла выражение: . Режимы течения, при которых равно давление на срезе сопла , условимся давлению среды называть расчетными. Область расчетных режимов течения в соплах такого типа достаточно велика. Она ограничивается только

21

максимальным (допустимым) углом отклонения потока в косом срезе . Чем меньше давление за косым срезом, тем больше угол отклонения потока  и тем выше скорость потока на конечной границе области звуковых возмущений. Поэтому на выходе из косого среза поток автоматически заполняет такое сечение, которое соответствует приведенному давлению . Стоит отмеза косым срезом тить увеличение границ области расчетных режимов сверхзвукового сопла с косым срезом по сравнению со сверхзвуковым соплом без косого среза [9]. Для определения угла отклонения потока в косом срезе в работах [9, 10, 11] используется приближенный метод, основанный на уравнении неразрывности, записанное для сечений А-В и А-С без учета потерь, обусловленных отклонением сверхзвукового потока. Решение уравнений при изоэнтропном процессе истечения из сопла с косым срезом преобразуется в формулу Бэра:

где – ​угол косого среза; ϑкр, ϑa – ​ удельные объемы потока на входе , ca – ​ и выходе из косого среза; скорости потока на входе и выходе из косого среза. Данное уравнение можно представить в виде:

где – ​начальное отноше – ​конечние давлений; ное отношение давлений; – ​показатель адиабаты. Таким образом, угол отклонения потока в косом срезе простого сопла при сверхзвуковых режимах течения зависит от начального отношения давлеи конечного ний, угла косого среза , а также физических свойств потока.

линейную форму, соответствующую радиусу вихревой камеры Rвк, а в сечении А-В устанавливаются критические параметры (p1=pкр, ). Однако для случая, когда радиус вихревой камеры намного больше протяженности сечения косого среза, можно сделать допущение, что это сечение принимает плоскую форму, а линия А-С вырождается в прямую (рис. 3). В работе при проведении исследований учитывался угол конусности сопла k, который положительно влияет на процесс вскипания жидкости. Экспериментально исследовалось истечение недогретой до насыщения жидкости из сопла с диаметром критического сечения и , угол конусности сопла k=16°, угол косого срев диапазоне начальных за . На рис. 4 давлений представлены фотографии экспериментального исследования отклонения вскипающего потока в косом срезе сверхзвукового сопла при одинаковых начальных параметрах рабочего потока, углах косого среза и углах конусности сопла. В процессе истечения через активное сопло недогретой до насыщения жидкости происходит ее интенсивное вскипание и формирование струи насыщенного пара с высоким объемным паросодержанием. Далее поток поступает в вихревую камеру, где приобретает закрутку. Жидкая фаза распределяется на периферии, паровая – ​ на оси вихревой камеры. В случае истечения вскипающей жидкости из сверхзвукового сопла с косым срезом, поток отклоняется относительно оси сопла и, соответственно, относительно вихревой камеры, минуя участок закрутки, обеспечивающий равномерное распределение потока по всей длине камеры. Далее поток ударяется о стенку вихревой камеры, что приводит к неравномерному распределению жидкой и паровой фазы, полей скоростей и давлений. Участок неравномерного распределения зани-

Рис. 3. Отклонение потока в косом срезе сверхзвукового сопла

мает определенную область вихревой камеры, после чего происходит восстановление всех параметров потока. Поэтому косой срез может приводить к увеличению длины вихревой камеры и, соответственно, времени на релаксационное парообразование. В свою очередь, наличие косого среза обеспечивает переход потока через сверхзвук. Важной особенностью также является переход потока через первое критическое сечение [1] уже в пределах косого среза на участке пристенного пузырькового кипения, который образован сечением В-С и углом конусАнализ экспериментальных ности данных показал, что центральная часть струи метастабильно перегретой жидкости отклоняется под углом, который отличается от угла отклонения периферийного потока (рис. 4 б), в отличие от результатов приведенных в работе [8]. С целью подтверждения физического эксперимента был проведен расчет и визуализация течения с использованием программного комплекса Ansys CFX. Результаты расчета отклонения вскипающего потока в косом срезе простого сопла при диаметре критического сечения

3 Экспериментальное исследование отклонения вскипающего потока в косом срезе сверхзвукового сопла В исследуемом ЖПСК вихревого принципа действия сопло имеет угол конусности (раскрытия) , сечение А-С принимает криво-

22

а)

б)

Рис. 4. Экспериментальное исследование отклонения вскипающего потока в косом срезе сверхзвукового сопла: а) dг = 4,1 мм; б) dг = 2,3 мм

Компрессорное и энергетическое машиностроение №4 (42) декабрь 2015

dг = 4,1 мм, угле косого среза , предначальном давлении ставлены на рис. 5. Как видно из рис. 5 а, направление характеристик распространения волн, исходящих от нижней кромки косого среза, совпадает с теоретическим описанием, соответствующим методу характеристик, основанному на использовании физических закономерностей распространения в сверхзвуковом потоке слабых волн разрежения и сжатия. На рис. 5 б видно, что вскипание жидкости происходит на границе косого среза, за пределом косого среза в центральной части потока находится ядро жидкости, на периферии – ​парожидкостная смесь с остаточным содержанием жидкости 2 %, а поток отклоняется от оси сопла. На рис. 6 показано распределение объемного паросодержания в косом срезе сверхзвукового сопла и за его пределами при диаметре критического сечения dг = 4 мм, угле конусности сопла k = 16°, диапазоне углов косого среза c = 20–60 и начальном давлении p0= 5 бар. Анализ данных, полученных с помощью программного комплекса Ansys CFX, показывает, что вскипание потока происходит в пределах косого среза при углах c = 20° и c = 40° (рис. 6 а, б), обеспечивая переход потока через первое критическое сечение; при угле c = 60° жидкость вскипает на границе косого среза (рис. 6 в), как и в случае с простым соплом. При этом, чем меньше угол косого среза, тем больше угол отклонения потока. Анализ экспериментальных данных показал, что вскипание потока в сопле с диаметром критического сечения dг = 2,3 мм происходит менее интенсивно, чем в сопле с dг = 4,1 мм при одинаковых начальных давлениях . В свою очередь, при увеличении начального дав бар ления в диапазоне на выходе из косого среза происходит запирание потока и образование бочкообразной структуры, что дополняет результаты исследований, приведенных в работе [7]. Выводы 1. На основании проведенного обзора литературных источников установлено, что в жидкостно-паровых струйных компрессорах вихревого типа существует конструктивная особенность в виде косого среза сопла активного потока на входе в вихревую камеру, которая оказывает существенное влияние на фор-

а)

б) Рис. 5. Отклонение вскипающего потока в косом срезе простого сопла: а) распределение скорости; б) распределение объемного паросодержания мирование рабочего вихревого потока. Отклонение потока газа в косом срезе обычно рассматривается применительно к сопловым аппаратам турбомашин и не рассматривалось для недогретой до насыщения вскипающей жидкости.

2. В работе на основании экспериментального исследования истечения недогретой до насыщения жидкости из расширяющегося сопла с косым срезом была установлена необходимость при проектировании жидкостно-парового струйного компрессора вихревого типа учитывать влияние косого среза сопла на формирование рабочего вихревого потока. Установлено, что на эффективность вскипания недогретой до насыщения жидкости в косом срезе влияет начальное давление p0, диаметр критического сечения

dг, угол косого среза c, а также угол конусности сопла k. Рекомендовано при проектировании ЖПСК вихревого типа стремиться к углу , что позволит потоку вскипать уже в пределах косого среза и перейти через первое критическое сечение, но не приведет к его существенному отклонению.

3. Одним из способов уменьшения влияния отклонения потока в косом срезе и предотвращения образования участка неравномерного распределения параметров является использование спирального канала на входе в вихревую камеру. Другим способом – ​является увеличение расширяющейся части сопла активного потока, что, с одной стороны, приведет к повышению эффективности вскипания потока, с другой стороны, увеличит габаритные

23

Список литературы: 1. Марченко В. Н. Парообразование в адиабатных ускоряющихся потоках вскипающей жидкости

размеры аппарата в целом. Однако, эффективность использования данных способов требует проведения дополнительных исследований.

а)

б)

в) Рис. 6. Распределение объемного паросодержания в косом срезе сверхзвукового сопла с углами косого среза: а) c = 20°; б) c = 40°; в) c = 60°

24

/ В. Н. Марченко, М. Г. Прокопов // Компрессорное и энергетическое машиностроение. – 2007. – № 3 (9). – С. 94–99.

2. А р с е н ь е в В . М . П р и м е н е ние струйной термокомпрессии в понижающих термотрансформаторах / В. М. Арсеньев, В. Н. Марченко, М. И. Проценко, М. Г. Прокопов // Холодильна техніка і технологія. – 2009. – № 5 (121). – С. 14–18.

3. А р с е н ь е в В . М . Г и б р и д ный термотрансформатор со струйной термокомпрессией водоаммиачного рабочего тела / В. М. Арсеньев, М. И. Проценко, Ю. С. Мерзляков // Холодильна техніка і технологія. – 2010. – № 5 (127). – С. 26–29.

4. А р с е н ь е в В . М . В л и я н и е масштабного фактора на эффективность жидкостно-парового струйного компрессора / В. М. Арсеньев, С. О. Шарапов, М. Г. Прокопов // Компрессорное и энергетическое машиностроение. – 2011. – № 2 (24). – ​С. 40–43.

5. Арсеньев В. М. К вопросу моделирования структурных преобразований потока в жидкостнопаровом струйном компрессоре вихревого типа / В. М. Арсеньев, Ю. С. Мерзляков // Холодильна техніка і технологія. – 2011. – № 5 (133). – С. 11–14.

6. Патент України № 89834, МПК F04F 5/24. Спосіб стиснення парорідинного середовища / В. М. Арсеньєв, Ю. С. Мерзляков (Україна). – ​Надрук.

25.04.2014, Бюл. № 8.

7. Теплофизическое моделирование рабочего процесса жидкостно-парового струйного компрессора: диссертация на соискание ученой степени канд. техн. наук / М. Г. Прокопов; Наук. керівн. В. Н. Марченко. – ​Сумы: СумГУ, 2011. – 189 с. – ​СумГУ.

8. З ы с и н В . А . В с к и п а ю щ и е адиабатные потоки / В. А. Зысин, В. А. Барилович, Т. Н. Парфенова. – ​ М.: Атомиздат, 1976. – 152 с.

9. Епифанова В. И. Компрессорные и расширительные турбомашины радиального типа. Учебник для вузов по специальности: «Криогенная техника» / В. И. Епифанова. – ​М.: Машиностроение, 1984. – 376 с.

10. Д е й ч М . Е . Т е х н и ч е с к а я газодинамика. Изд 2-е перераб. / М. Е. Дейч. – ​М. – ​Л.: Госэнергоиздат, 1961. – 671 с.

11. Жирицкий Г. С. Авиационные газовые турбины / Г. С. Жирицкий. – ​М.: Оборонгиз, 1950. – 512 с.

Компрессорное и энергетическое машиностроение №4 (42) декабрь 2015

Исследования

УДК 621.318:621.3.015.33

А. В. Радионов, канд. техн. наук, директор (НПВП «Феррогидродинамика», г. Николаев, Украина)

Применение магнитожидкостных герметизаторов для повышения техногенной безопасности опасных производств На основе исследования крупных аварий последнего десятилетия установлено, что для многих видов технологического оборудования причиной отказа была неудовлетворительная работа уплотнений. Решение этой проблемы возможно применением магнитожидкостных герметизаторов. Разработанная математическая модель позволяет прогнозировать работоспособность и эксплуатационную надежность при повышенных зазорах, образующихся ввиду физического старения и изношенности применяемого оборудования. Ключевые слова: магнитная жидкость, магнитожидкостный герметизатор, техногенная безопасность, магнитная индукция. На основі дослідження великих аварій останнього десятиліття встановлено, що для багатьох видів технологічного обладнання причиною відмови була незадовільна робота ущільнень. Вирішення цієї проблеми можливе завдяки застосуванню магніторідинних герметизаторів. Розроблена математична модель дозволяє прогнозувати працездатність і експлуатаційну надійність при підвищених зазорах, що утворюються через фізичне старіння і зношеність обладнання, що застосовується. Ключові слова: магнітна рідина, магніторідинний герметизатор, техногенна безпека, магнітна індукція.

The major accidents of the last decade have been analyzed. It was shown that poor performance of seals was the causeof failure for many types of process equipment. The solution to this problem is possible by using magnetic-sealers. The developed mathematical model allows to predict the performance and operational reliability at high gaps formed due to natural aging and wear of the used equipment.

Keywords: magnetic fluid, magnetic fluid seal, technological security, magnetic induction.

Постановка проблемы и анализ последних публикаций Современное состояние экологической безопасности ряда отраслей промышленности Украины (нефтеперерабатывающая, горнодобывающая, химическая и т. д.) характеризуется обострением проблем, обусловленных, прежде всего, старением оборудования, что связано с недостаточностью средств, вкладываемых в его обновление. Последствия длительной эксплуатации изношенного оборудования проявляются в резком ухудшении техногенной безопасности, как составляющей части экологической безопасности по конечному результату влияния на окружающую среду и безопасную деятельность людей [1] Стадии зарождения и развития аварийной ситуации протекают, как правило, скрытно и связаны с накоплением разрушительного потенциала. Об этом свидетельствует анализ крупных аварий последних десятилетий, многие из которых начинались с отказа вспомогательного, малозначи-

тельного элемента [2]. Одним из основных источников опасности являются уплотнительные системы [3]. Изучение обстоятельств аварийности и травматизма в этих отраслях показывает, что концепция безотказной работы технических систем и производственной безопасности должна рассматриваться как составная часть техногенной и экологической безопасности. Считается, что ущерб от аварийности и травматизма достигает 10–15 % валового национального продукта промышленного развития государств, а экологическое загрязнение окружающей среды и несовершенная техника безопасности являются причинной преждевременной смерти 20–30 % мужчин и 10–20 % женщин. Значительное место в проблеме промышленной и техногенной безопасности занимает обеспечение безопасности при нормальной эксплуатации оборудования, которая в значительной степени определяется надежностью составляющих его элементов или систем.

Несмотря на значительный прогресс в области герметологии и многообразие конструктивных решений, проблема обеспечения длительного безотказного функционирования уплотнений является чрезвычайно актуальной. Это связано с тем, что потенциальные возможности традиционных уплотнений (манжетных, сальниковых, торцевых, лабиринтных и других типов) в значительной степени исчерпали себя, и обеспечить абсолютную герметичность они не в состоянии. Изучение обстоятельств аварийности и травматизма в отраслях показало, что наибольший «вклад» вносят следующие источники опасности: – электросиловое оборудование; – средства хранения токсичных и легковоспламеняющихся жидкостей; – подвижное технологическое оборудование [4]. В этой связи актуальным является рассмотрение эксплуата-

25

ционной надежности электрических машин переменного тока. Они массово используются на всех опасных производствах в качестве привода компрессоров, насосов большой производительности, мешалок и в значительной мере определяют эффективность применения всех технических средств. Недостаточная надежность электромашин приводит как к большим сверхнормативным расходам на преждевременные ремонты и внеплановые простои оборудования, так и к риску возникновения крупных техногенных и экологических катастроф. Целью данной работы является исследование возможности применения магнитожидкостных герметизаторов для крупных электрических машин при величинах рабочего зазора 0,2–1,0 мм для повышения техногенной безопасности технологического оборудования путем изучения распределения магнитной индукции непосредственно в рабочей зоне.

топригодность, простота техобслуживания, работоспособность в статике и динамике, самовосстановление в случае аварийного прорыва уплотняемой среды [8]. Все техническое обслуживание МЖГ в период эксплуатации сводится к дозаправке магнитной жидкости, в зависимости от конструкции и условий эксплуатации, один раз в 0,5–2 года. Это особенно важно, т. к. наиболее типичной причиной аварийной ситуации технологического оборудования являются две предпосылки: ошибка человека или отказ оборудования. Доля исходных предпосылок, вызванных ошибочными и несанкционированными действиями человека, составляет 50–80 %, тогда как технические предпосылки – 15–25 % [9]. При применении

Основные характеристики МЖГ определяются параметрами магнитного поля в рабочем зазоре и физическими свойствами (прежде всего, седиментационной и агрегативной устойчивостью) находящейся в нем магнитной жидкости (МЖ). В работе рассмотрено влияние магнитного поля на работоспособность МЖГ. Виду малой величины рабочего зазора измерить распределение магнитной индукции фактически невозможно, т. к. датчик Холла имеет больший размер, чем зазор в МЖГ. Единственной возможностью измерить индукцию в зазоре является применение датчиков Холла из нитевидных кристаллов антимонида индия [10], их толщина составляет до 0,05–0,07 мм. Однако с их помощью тоже сложно добиться полной картины распре-

Исследование возможности применения магнитожидкостных герметизаторов для крупных электрических машин Одним из возможных путей решения данной проблемы является применение нового типа уплотнений – магнитожидкостных герметизаторов (МЖГ) [5–7]. Типовая конструкция герметизатора показана на рис. 1 а и содержит следующие основные элементы: постоянный магнит, полюсные наконечники и вращающийся вал, которые образуют замкнутую магнитную цепь. В рабочем зазоре между валом и наконечниками находится магнитная жидкость, удерживаемая в этом зазоре с помощью магнитных сил, зависящих от величины магнитного поля в зазоре. Характер распределения магнитного поля в активной зоне МЖГ, полученный с помощью численного метода конечных элементов, показан на рис. 1 б. Отметим, что для получения резконеоднородного магнитного поля в рабочем зазоре поверхность полюсных наконечников имеет зубчатую структуру. Основными преимуществами МЖГ перед традиционными уплотнениями являются нулевые утечки герметизируемой среды, минимальный износ вследствие чисто жидкостного трения, низкие энергетические потери, высокая ремон-

26

а)

б)

Рис. 1. Типовая конструкция магнитожидкостных герметизаторов (а) и распределение силовых линий магнитного поля и магнитной индукции (в цвете) в его активной зоне (б) МЖГ человеческий фактор существенно минимизируется. Сдерживающим фактором внедрения МЖГ для оборудования, выработавшего свой ресурс, является недостаточная изученность работоспособности МЖГ при больших величинах рабочего зазора. Как правило, эта величина должна быть не более 0,2–0,25 мм [9]. В тоже время анализ условий работы электрических машин показывает, что на практике этот параметр должен быть увеличен как минимум до 0,5–0,8 мм.

деления магнитного поля, а с учетом того, что в рабочей зоне МЖГ магнитное поле является резко неоднородным, то фактически невозможно. Аналитические методы также не решают проблему ввиду сложной геометрии в зазоре из-за наличия концентраторов магнитного потока, нелинейных характеристик постоянных магнитов, магнитопроводов и МЖ. Для расчета и анализа магнитного поля используются методы, основанные на ряде допущений, соответственно результаты получаются с высокой

Компрессорное и энергетическое машиностроение №4 (42) декабрь 2015

погрешностью. Даже использование численных методов до недавнего времени не давало существенных результатов ввиду большой сложности расчетов [11]. И только в последние годы уровень развития вычислительной техники позволил решать такие задачи. Для изучения распределения магнитной индукции в рабочем зазоре МЖГ была разработана компьютерная методика, приведенная в работе [12], которая реализуется методом конечных элементов с помощью пакета программы Comsol. С помощью этой методики было рассчитано распределение магнитной индукции в активной зоне МЖГ для интервала изменения рабочего зазора 0,1–0,8 мм с шагом 0,1 мм. Высота постоянного магнита в этих расчетах принималась 12 мм. На рис. 2 показано распределение магнитной индукции для трех значений зазора – 0,2, 0,5 и 0,8 мм. Исследовались три области – магнитная индукция на поверхности концентратора магнитного потока («зубе») либо магнитопровода (кривая 1), в середине зазора (кривая 2) и на поверхности вала (кривая 3). Закономерности распределения магнитной индукции в рабочем зазоре следующие. В зонах минимального зазора между зубцами и валом магнитная индукция максимальна, в области канавок, т. е. на границах зубцов – минимальна. На внешних границах крайних зубцов магнитная индукция ниже, чем на границах средних зубцов. Это связано с проявлением концевого эффекта и выпучивания силовых линий магнитного поля. Магнитная индукция в рабочем зазоре меняется как в аксиальном направлении, так и в радиальном. Из рассмотрения рис. 2 видно, что максимальное поле с увеличением рабочего зазора уменьшается с 1,8 Тл при зазоре 0,2 мм до 1,2 Тл при зазоре 0,8 мм. Это уменьшение индукции приведет к снижению величины критического перепада давления между внутренним и внешним объемами МЖГ, а отсюда и к снижению эффективности работы герметизатора. Одним из возможных путей увеличения магнитного поля в рабочем зазоре МЖГ является увеличение объема постоянных магнитов. Результаты расчетов магнитного поля для трех значений высоты постоянного магнита показаны на рис. 3. Из рисунка видно, что при большом зазоре и при выборе магнитов

большего объема (с высотой 22 мм), можно получить магнитное поле со средним значением 1,75 Тл, т. е. практически такое же поле, как и при малом зазоре (0,2 мм и малой высоте магнита – см. верхний рисунок на рис. 2). Для исследуемой магнитной системы с применением постоянных магнитов из сплава Ne-Fe-B с учетом опыта проектирования и эксплуатации МЖГ [7] можно сделать вывод, что создаваемое магнитное поле на уровне 1,8 Тл способно обеспечить удержание магнитной жидкости в рабочем зазоре.

Выводы 1. Повышенные требования к эксплуатационной надежности технологического оборудования опасных производств активизировали работы по совершенствованию уплотнительных систем с целью достижения 100 % герметичности.

2. Применение магнитожидкостних герметизаторов является обоснованным направлением повышения техногенной безопасности оборудования при радиальных зазорах до 1 мм.

Зазор – 0,5 мм

Рис. 2. Распределение магнитной индукции в рабочем зазоре магнитожидкостного герметизатора при трех значениях зазора

27

3. Разработанная математическая модель для анализа магнитного поля в рабочей зоне МЖГ учитывает нелинейные свойства материалов магнитопровода и вала. Она применяется при проектировании герметизаторов крупных электрических машин.

4. Опыт эксплуатации МЖГ показывает, что с помощью модели можно точно прогнозировать работоспособность герметизатора.

Список литературы: 1. Белов С. А. Надежность теплоэнергетического оборудования ТЭС / С. А. Белов, В. В. Литвак, С. С. Солод. – Томск: Изд-во НТЛ, 2008. – 218 с.

2. Быков А. А. О проблемах техногенного риска и безопасности техносферы / А. А. Быков // Проблемы анализа риска. – 2012. – Т. 9. – № 3. – С. 4–8.

Рис. 3. Распределение магнитной индукции в рабочем зазоре магнитожидкостного герметизатора при трех значениях высоты постоянного магнита

28

3. Казаков Ю. Б. Герметизаторы на основе нанодисперсных магнитных жидкостей и их моделирование / [Ю. Б. Казаков, Н. А. Морозов, Ю. И. Страдомский, С. М. Перминов]. – Иваново: ГОУВПО «Ивановский государственный энергетический университет имени В. И. Ленина, 2010. – 184 с.

4. Ветошкин А. Г. Техногенный риск и безопасность / А. Г. Ветошкин, К. Р. Таранцева. – Пенза: Издво Пенз. гос. ун-та. 2001. – 171 с.

5. Радионов А. В. Магнитожидкостные герметизаторы на химических заводах: опыт внедрения и перспективы / А. В. Радионов, А. Н. Виноградов, В. Н. Веревкин // Химическая техника. – 2003. – № 1. – C. 28–32.

6. Радионов А. В. Комбинированные магнитожидкостные герметизаторы – эффективная альтернатива бесконтактным уплотнениям подшипниковых узлов с жидкой смазкой / А. В. Радионов, А. Н. Виноградов // Збагачення корисних копалин: наук. техн. зб. – 2009. – Вип. 35 (76). – С. 148–155.

7. Радионов А. В. Опыт эксплуатации магнитожидкостных герметизаторов в промышленной энергетике / А. В. Радионов // Гірнича електромеханіка та автоматика. – Вип. 87. – Дніпропетровськ, 2011. – С. 134–138.

8. Розенцвейг Р. Феррогидродинамика / Р. Розенцвейг. – М.: Мир, 1989. – 357 с.

9. Таїрова Т. М. Методологічні засади моніторингу виробничого травматизму. – [Електронне видання]: монографія / Т. М. Таїрова. – К.: Основа, 2014. – 201с.

10. А.С. СССР №840773. Магнитометр / [В. А. Крикун., В. А. Радионов., В. Г. Борозенец и др.] / заявл.

27.09.1978, опубл. 23.06.1981, бюл. № 23.

11. Chari M. V. K. Finite element analysis of a magnetic fluid seal for large-diameter high-speed rotating shaft / M. V. K. Chari, E. T. Laskasis, J. D’Angelo // Jeee Transactions On Magnetics. – 1981. – Vol. Maf. 17. №6, November. – P. 3000–3002.

12. Radionov A. Finite-Element Analysis of Magnetic Field and the Flow of Magnetic Fluid in the Core of Magnetic-Fluid Seals for Rotational Shaft / A. Radionov, A. Podoltsev, A. Zahorulko // XIIIth International Scientific and Engineering Conference «HERVICON-2011».

Procedia Engineering. – 2012. – №39. – P. 327– 338.

Компрессорное и энергетическое машиностроение №4 (42) декабрь 2015

Проектирование и моделирование

УДК 681.513.3:519.872.8

Г. А. Бондаренко, канд. техн. наук, профессор, Д. В. Будко аспирант (Сумский государственный университет, г. Сумы, Украина)

О математическом моделировании системы воздухоснабжения промышленного предприятия Целью работы является разработка научных подходов к математическому моделированию системы воздухоснабжения. Впервые сформулированы основные положения для построения математической модели, включающей иерархические подмодели составляющих подсистем. Предложены описания математической модели в виде систем уравнений и неравенств. Данный подход может быть использован для разработки математической модели систем снабжения воздухом промышленных предприятий. Ключевые слова: система воздухоснабжения, компрессорная станция, сеть, потребители, математическая модель. Метою роботи є розробка наукових підходів щодо математичного моделювання системи повітропостачання. Вперше сформульовані основні положення для побудови математичної моделі, що включає ієрархічні підмоделі складових підсистем. Запропоновані описи математичної моделі у вигляді систем рівнянь та нерівностей. Цей підхід може бути використаний для розробки математичної моделі систем постачання повітрям промислових підприємств. Ключові слова: система повітропостачання, компресорна станція, мережа, споживачі, математична модель.

The aim of this manuscript is to create a mathematical modeling procedure of the air supply system. The authors defined basic regulations of mathematical model generation. The model includes hierarchical sub models of arranged subsystems. The mathematical model is described via equations and inequalities sets. This approach may be used in developing a mathematical model of real air supply systems.

Keywords: air supply system, compressor station, network, consumers, mathematical model.

Введение На любом промышленном предприятии используется сжатый воздух как энергоноситель для привода различных машин, механизмов, приспособлений. Доля сжатого воздуха в себестоимости продукции составляет от 10–15 % для машиностроительных предприятий до 50 % (производство пластмассовой тары). Существует мнение, что сжатый воздух стоит дешево, хотя только 10–15 % потребляемой электроэнергии тратится на совершение сжатым воздухом полезной механической роботы у потребителей из-за больших потерь и непроизводительных затрат [1]. Главным фактором, который приводит к повышенным затратам энергии, является большая суточная неравномерность потребления сжатого воздуха, особенно при отсутствии или неэффективном регулировании компрессорной станции. Неравномерность потребления воздуха потребителями определяется следующим:

– неравномерностью сменной нагрузки цехов; – неравномерностью плановой загрузки цехов; – сезонной неравномерностью загрузки предприятия; – неравномерностью обеспечения цехов сырьем и изделиями; – возможностью отключения некоторых потребителей из-за отсутствия заказов на продукцию, реконструкции цехов или их участков, плановых ремонтов оборудования, аварий и т. п. На сегодняшний день не существует расчетных методов анализа разветвленных пневмосистем. В основном проблема решается заложением значительного запаса мощности компрессорной станцией (КС), что крайне не эффективно. Цель данной работы является минимизация затрат электроэнергии при централизованной системе воздухоснабжения промышленного предприятия на основе разработки математической модели изменения по времени нагрузки на компрессорную станцию.

1 Математическая модель системы воздухоснабжения промышленного предприятия Системы воздухоснабжения промышленных предприятий, как правило, индивидуальны, что объясняется профилем деятельности, планировочными решениями предприятия, характером работы (сменность, сезонность), типом и характеристиками пневмооборудования, режимом его работы (постоянный, периодический, случайный), степенью регулирования и автоматизации и т. д. [1]. Принципы построения математических моделей в общем универсальны [2, 3], но исследование и оптимизация работы системы выполняется только для конкретной сети, которая считается заданной. Построение математической модели системы, включает иерархические подмодели следующих подсистем: – компрессорной станции; – системы трубопроводов (распределения воздуха); – потребителей сжатого воздуха.

29

При формулировании концептуальной модели вводится ряд допущений: – нагрузка на КС изменяется по временным интервалам квазистационарно; – компрессоры регулируются только методом включения-выключения; – параметры течения по участкам сети осреднённые по времени; – потери воздуха из-за утечек принимаются нормативными; – шероховатость труб принимаем Ra=50 (после нескольких лет эксплуатации); – базовые расчеты выполняются для средней температуры окружающей среды 20 ºС. В дальнейшим эти допущения могут уточняться или изменяться. В работе приняты следующие ограничения: – гидравлические потери давления на участкам ∆pі ≤ [∆pі]; – для обеспечения работы потребителей воздуха на номинальных режимах необходимо обеспечить минимальное давление больше допустимого (pmin і >[pmin]і ), и максимальное – ​меньше допустимого (pmax і <[pmax]і ); – необходимый расход сжатого воздуха должен быть не ниже допустимой величины (Vmin і >[V]і ). Классификация параметров и переменных принята в соответствии с работой [2]. Основные параметры: Vн – ​нагрузка на КС – ​параметр, который формируется величинами: ,

(1)

где Vпотр – ​потребность предприятия в сжатом воздухе, м3/мин; Vут – ​величина утечек сжатого воздуха, м3/мин. Параметр потребления V потр является экзогенным, то есть не связанным со свойствами системы, а таким, что задается внешними условиями колебаний нагрузки вследствие неравномерности потребления, изменений атмосферных условий и др. В общем случае нагрузка включает и суммарные потери воздуха на утечку. Отдельные потребители называют пневмоприемниками. Это пневмооборудование и пневмоинструмент. По своим рабочим характеристикам пневмоприемники не однородны.

30

К пневмооборудованию относят пневмомашины, пневмоинструмент, пневмоустройства, режим работы которых постоянный или периодический (пневмоустройства конвейеров, пневматические молоты и прессы, песко-дробеструйные устройства и т. п.) Их расход определяется как сумма: ,

(2)

где V0 – ​постоянная, независимая от времени составляющая (например, пневмотранспорт); Vд – ​детерминированная составляющая, то есть такая, что может быть представлена последовательностью связанных величин на разных часовых интервалах; Vс – ​случайная составляющая от нерегулярного включения некоторых пневмоприемников с разной длительностью. К ним относится пневмоинструменты, расход воздуха которыми определяется как вероятностная оценка, зависящая от их числа. Обычно преимущественным является расход воздуха пневмооборудованием. При этом важно учитывать, что даже для пневмооборудования с его более-менее постоянным расходом, потребляемый расход воздуха также является экзогенной величиной, так как зависит от плановой загрузки, номенклатуры изделий и других внешних причин. Относительно потерь воздуха в системе на утечку, которые состоят из потерь в сети и внутрицеховой разводки, то эта величина также случайна, но может быть достаточно точно определена специальным периодическим испытанием системы путем накачки этой системы и наблюдения во времени падения давления в этой системе. Можно сформулировать следующие способы задания нагрузки: – постоянная нагрузка (что возможно для автоматизированных технологических комплексов) – ​ самый простой случай; – детерминированный (периодический, не регулярный); – случайный (с преимуществом пневмоинструментов: сборочные, механические, покрасочные цеха и др.); – комбинированный способ. Потребляемый расход воздуха состоит из сумы расхода цеховыми потребителями, которые в свою очередь состоят из отдельных по-

требителей (пневмоприемника). Наличие случайной составляющей в параметре нагрузки Vн вносит элемент «непрозрачности» в математическую модель. Поэтому критерий оптимизации очевидно должен содержать в себе вероятностную добавку. К системным (изогенным) параметрам относят: – типы, характеристики и количество компрессорных агрегатов на КС; – типы, характеристики аппаратов подготовки сжатого воздуха (концевые охладители, влагоотделители, осушители, фильтры); – геометрические параметры воздухораспределительной системы (по участкам: длины, диаметры, шероховатость труб, местные сопротивления); – тепловые характеристики: способ прокладки труб, наличие теплоизоляции; – типы, характеристики и количество пневмоприемников (по каждому потребителю). К несистемным параметрам относятся величины потерь сжатого воздуха (утечки) по элементам, приведенные к потерям потребителей. Переменные величины включают в себя типы и количество работающих компрессоров – ​регулируемая величина; атмосферные условия: барометрическое давление, температура атмосферного воздуха, влажность воздуха – ​нерегулируемые величины. В соответствии с поставленной целью критерием эффективности является минимально возможная потребляемая мощность на каждом заданном временном диапазоне квазистационарной нагрузки: ,

(3)

где j=1…m – ​номер режима; i=1…n – ​количество работающих компрессоров; Ni – ​потребляемая мощность i-го компрессора; Nпотр j – ​общая потребляемая мощность работающими компрессорами на j-ом режиме. В общем случае потребляемая мощность КС на данном режиме состоит из суммы мощностей компрессоров, работающих на номинальной нагрузке и суммы

Компрессорное и энергетическое машиностроение №4 (42) декабрь 2015

мощностей компрессоров, работающих в режиме регулирования: ,

(4)

где r=1…n – ​количество компрессоров, работающих в режиме регулирования. Учитывая реальные схемы систем воздухоснабжения, математическую модель в общем случае удобно представить как структуру трех соподчиненных подмоделей: «компрессорная станция», «сеть», «потребитель» (рис. 1). Математическое описание математической модели системы воздухоснабжения промышленного предприятия состоит из описания трех подмоделей, которые взаимодействуют между собой параметрами входа-выхода. Подмодель «компрессорная станция» предназначена для выбора наилучшей комбинации компрессоров из числа установленных (обозначим через K) на КС для удовлетворения потребности потребителя. Если значения производительности компрессоров (в натуральном измерении), считать некоторым упорядоченным множеством , при чем каждому значению присвоить порядковый номер, то математически модель можно сформулировать так: для любого значения нагрузки на КС Vн, которое задается извне, методом подбора отыскать такое подмножество (набор значений ), которое обеспечивает максимально близкое значение их суммы к требуемой нагрузке V Н, удовлетворяя неравенству . Поэтому, подмодель описывается системой уравнений, рекуррентных соотношений и неравенств:

(5)

Если компрессоры разных типоразмеров, то вместо первого уравнения необходимо построение оператора, который позволит методом перебора подобрать наилучшую комбинацию компрессоров:

Рис. 1. Структура математической модели: VКС – ​производительность КС, м3/мин; p, pс – ​давление сжатого воздуха на выходе из КС и на входе в пневмоприемник потребителя соответственно, МПа; t, tс – ​температура сжатого воздуха на выходе из КС и на входе в пневмоприемник потребителя соответственно, °C

а)

б)

Рис. 2. Графические пояснения к построению модели пневмосети: а) схема системы (фрагмент); б) граф системы , (6) – ​суммарная производигде тельность работающих компрессоров, м3/мин; – ​разница между производительностью КС и потребляемым сжатым воздухом. При этом необходимо выполнение следующих процедур: – ранжировка значений Vi по величине; – исключение из рассмотрения единичных значений Vi, которые заведомо превышают заданную величину Vн. Исходными параметрами модели на каждом режиме являются номера работающих компрессоров и их характеристики pі, Vi и Ni. Подмодель «сеть» предназначена для определения параметров воздуха в характерных (узловых (см. рис. 2)) точках сети при каждом заданном значении параметра нагрузки Vн. Для этой цели удобно использовать положение теории графов. Разветвленная сеть представляется в виде топологического графа с многими вершинами и полюсами, соединенными между собой ребрами (линиями). Каждое ребро описывается свойствами, которые задаются. Участки сети (ребра) характеризуются длинной, постоянным диаметром трубы, шероховатостью и параметрами воздуха во входной вершине. Местные сопротивления учитываются дополнительным отрезком трубы равного гидравлического сопротивления. Вы-

числения проводятся для каждого ребра, начиная с полюса, который соответствует выходу из КС. Исходными параметрами і-того ребра являются входными параметрами (і+1) ребра. В начале просчитывается критическая цепочка, где происходит наибольшее падение давления от гидравлических сопротивлений, а затем рассчитываются разветвления. При этом необходима проверка выполнения ограничения по максимальному гидравлическому сопротивлению. Исходными параметрами подмодели являются давление, температура и влагосодержание сжатого воздуха на выходе из КС ( ). Для каждого ребра используется решение системы уравнений с проверкой ограничений, записанных неравенствами:

(7)

і – ​соответственгде но теплота процесса и энергия диссипации, Дж/кг; h – ​энтальпия, Дж/кг; s – ​энтропия, Дж/ кг·К; p1, p2 – ​давление воздуха в

31

начале и конце графа соответственно, МПа; Δpг – ​гидравлические потери давления в трубопроводах пневмосети, МПа; ξ – ​коэффициент гидравлического сопротивления; x12 – ​длинна графа от начала до конца, м; D – ​характерный линейный размер графа (диаметр), м; ρ1, ρ2 – ​плотность воздуха в трубопроводе в начале и конце графа соответственно, кг/м3; w1, w2 – ​скорость движения воздуха в трубопроводе в начале и конце графа соответственно, м/с; f – ​площадь проходного сечения трубопровода, м2; G – ​массовый расход воздуха, кг/с; ρ – ​плотность воздуха, кг/м3; z – ​ коэффициент сжимаемости; p – ​ давление воздуха, МПа; R – ​газовая постоянная для воздуха, Дж/ (кг·К); T – ​температура воздуха, К; pс – ​давление воздуха на входе в пневмоприемник потребителя, МПа; pпотр – ​давление, необходимое потребителю для нормального функционирования, МПа; – ​ средняя температура воздуха, К, d – ​влагосодержание, г/кг. Потребителей сжатого воздуха можно разделить на три вида: 1) требующих постоянного давления; 2) требующих постоянного объемного расхода и 3) рабо-

тающих в ограниченном диапазоне давлений и расходов. Наиболее распространены пневмоприемники третьего вида – ​к ним относятся большинство потребителей промышленных предприятий. Такие потребители могут нормально работать при пониженных давлениях, что дает определенную экономию в расходе воздуха. Если подавать воздух с большей температурой, то это повысит его работоспособность, и для выполнения той же работы можно подавать меньший расход воздуха. Эти факторы учитывает 3-е уравнение системы, которая описывает данную подмодель:

(8)

2 Практическая апробация разработанной математической модели системы воздухоснабжения промышленного предприятия В качестве примера приведем моделирование оптимизации ре-

жимов работы типичной компрессорной станции, схема которой приведена на рис. 3. Компрессорная станция укомплектована винтовыми маслозаполненными компрессорами производства концерна «Укрросметалл» (табл. 1) [4]. Два агрегата ВВ50/8 являются базовыми, то есть могут запускаться не более одного раза в смену, два агрегата ВВ25/8 – ​резервные. Рассмотрены три различных режима работы КС, соответствующих 1-й, 2-й и 3-й сменам. На первой смене предприятие работает с наибольшей нагрузкой, а на второй и третей сменах – ​с частичной нагрузкой, так как потребление цехами сжатого воздуха сокращается. Усредненный график нагрузки на КС по сменам приведен на рис. 4. Анализ условий поставленной задачи показал, что из 13-ти компрессорных машин, установленных на КС, возможно составить 6227020800 вариантов комбинаций. Но согласно условиям, определяемым системой уравнений и неравенств (5), каждый из режимов работы может быть обеспечен только несколькими комбинациями работающих компрессоров (табл. 2).

Рис. 3. Принципиальная схема компрессорной станции: 1–4 – ​воздухосборники; 5 – ​конденсатосборник; 6–9 – ​влагомаслоотделители; 10 – ​блок подготовки сжатого воздуха; ВВ, НВЭ – ​винтовые компрессоры

32

Компрессорное и энергетическое машиностроение №4 (42) декабрь 2015

2. Пластинин П. И. Поршневые компрессоры / П. И. Пластинин. – ​ М.: Колос, 2000. – ​Т. 1. – 456с.

3. Бондаренко Г. А. Основы научных исследований в энергетике: учебное пособие / Г. А. Бондаренко. – ​Сумы: Сумский государственный университет, 2013. – 202 с.

4. Жарков П. Е. Типоразмерный ряд винтовых воздушных компрессорных установок «НПАО ВНИИ-

Таблица 1. Основные характеристики оборудования компрессорной станции Основные характеристики

Марка компрессора

Количество, шт

V, м3/мин

рр, МПа

N, кВт

1

ВВ50/8

2

50

0,8

285

2

ВВ25/8

3

25

0,8

162

3

НВЭ10/0,7

6

10

0,8

62,2

4

ВВ25/8 (резервные)

2

25

0,8

162

Решение поставленной задачи с учётом условий выбора (3) и (6) с помощью надстройки программы Microsoft Excel 2010 для каждой смены дало результаты, представленные в табл. 3. Выводы Предложена математическая модель системы воздухоснабжения промышленного предприятия, состоящая из подмоделей и элементов, каждый из которых описан системой уравнений и неравенств с соответствующими допущениями и ограничениями. Модель предназначенная для расчета параметров сети и выбора рациональных режимов её работы. На упрощенном примере системы воздухоснабжения промышленного предприятия с помощью разработанной модели проведен выбор рациональных режимов работы компрессорной станции.

Таблица 2. Возможные варианты включения компрессоров по сменам І смена

ІІ смена

ІІІ смена

ΔV, м 3/ мин

Потребляемая мощность NΣ, кВт

Варианты

ΔV, м3/мин

Потребляемая мощность N Σ, кВт

Варианты

ΔV, м3/мин

Потребляемая мощность NΣ, кВт

2х50 3х25 4х10

7

1304,8

2х50 2х25 2х10

3

1018,4

2х50

43

570

2х50 2х25 6х10

2

1267,2

2х50 1х25 5х10

8

1043

1х50 1х25

18

447

1х50 3х25 5х10

8

1082

1х50 1х10

3

347,2

3х25

18

486

2х25 1х10

3

386,2

1х25 4х10

8

410,8

Варианты

6х10 3 373,2 Примечание: в столбце «Варианты» принято обозначение количества и производительности включенных компрессоров, например 2×50 означает 2 компрессора производительность 50 м3/мин каждый.

Таблица 3. Результаты поиска рациональных режимов работы КС по сменам Номер смены

Вариант включения компрессоров

ΔV, м3/мин

Потребляемая мощность NΣ, кВт

1

2 × ВВ50/8, 2 × ВВ25/8, 6 × НВЭ10/0,7

2

1267,2

2

2 × ВВ50/8, 2 × ВВ25/8, 2 × НВЭ10/0,7

3

1018,4

3

ВВ50/8, НВЭ10/0,7

3

347,2

Рис. 4. График суточной нагрузки на КС Список литературы: 1. Бондаренко Г. А. Компрессорные станции: учебное пособие в 2-х частях. Ч. 1. Воздушные ком-

прессорные станции / Г. А. Бондаренко, Г. В. Кирик. – ​Сумы: Сумский государственный университет, 2012. – 344 с.

компрессормаш» / П. Е. Жарков, Г. А. Бондаренко // Компрессорная техника и пневматика.м – 2002. – ​Вып. 9. – ​С. 5–9.

33

Технология

УДК 621.9.048

Г. В. Кирик, д-р техн. наук, президент, П. Е. Жарков, академик УТА, генеральный конструктор, канд. техн. наук (концерн «NICMAS», г. Сумы, Украина); В. Б. Тарельник, д-р техн. наук, профессор, Е. В. Коноплянченко, канд. техн. наук, доцент (Сумский национальный аграрный университет, г. Сумы, Украина)

Новый способ оребрения труб теплообменных аппаратов компрессорных установок Представлен новый способ оребрения труб теплообменных аппаратов, включающий электроэрозионное легирование наружной поверхности трубы, отличающийся тем, что легирование проводится полностью по всей наружной поверхности трубы или частично (в виде колец) медным, бронзовым или стальным электродом при энергиях разряда 0,01–0,5 Дж на воздухе и 0,01–6,8 Дж в защитной среде аргона или графитовым электродом при энергиях разряда 0,01–6,8 Дж. Ключевые слова: электроэрозионное легирование, теплообменный аппарат, поверхностный слой, качество, шероховатость. Представлений новий спосіб оребрення труб теплообмінних апаратів, що включає електроерозійне легування зовнішньої поверхні труби, яке відрізняється тим, що легування проводиться повністю по всій зовнішній поверхні труби або частково (у вигляді кілець) мідним, бронзовим або сталевим електродом за використанням енергій розряду 0,01–0,5 Дж на повітрі та 0,01–6,8 Дж в захисному середовищі аргону або графітовим електродом – ​енергія розряду 0,01–6,8 Дж. Ключові слова: електроерозійне легування, теплообмінний апарат, поверхневий шар, якість, шорсткість.

A new method heat exchangers tube finned, included tube outer surface electroerosive alloying, characterized in that the alloying is conducted entirely over the entire outer surface of the tube or in part (as a ring) by copper, bronze or steel electrode at the discharge energy of 0.01 to 0.5 J. on air and of 0.01 to 6.8 J. in a protective atmosphere of argon or graphite electrode during discharge energy 0.01–6.8 J. Keywords: electroerosive alloying, heat exchanger, the surface layer, the quality, the roughness.

Введение Необходимость передачи тепла от одного теплоносителя к другому возникает во многих отраслях техники: в энергетике, в химической, металлургической, нефтяной, пищевой и других отраслях промышленности. В современных условиях работы промышленности первостепенным является вопрос энергосбережения. В числе основных направлений в энергосбережении снижение стоимости сжатого воздуха. Работоспособность, надежность и экономичность большинства компрессорных установок существенно связана с отводом теплоты от сжимаемых сред. Совершенство системы охлаждения во многом определяет технический уровень компрессорной установки в целом. Развитие современных технологий обработки и соединения металлов и композиционных материалов позволяет создавать компактные высокоэффективные и надежные

34

конструкции теплообменных аппаратов (ТА) для компрессорных машин [1–4]. Конструкции ТА, эффективность теплообмена в них, способы его интенсификации и подходы к моделированию теплообменных процессов могут быть различными. При этом основной задачей усовершенствования процессов должно быть повышение надежности работы ТА. Повышение эффективности работы и качества ТА, как и снижение их себестоимости является актуальной научно-прикладной задачей.

1 Анализ основных достижений и публикаций Известны кожухотрубчатые водяные и воздушные трубчатые ТА компрессорных установок в которых для увеличения эффективности теплообмена применяют оребрение наружной поверхности труб. Оребрение поверхности

гладкой трубы позволяет увеличить площадь теплообмена в 7–20 раз в зависимости от площади оребрения. Известны различные способы оребрения наружной поверхности трубы [5]. Накатка ребер в стенке монослойной или биметаллической трубы является наиболее производительным способом оребрения [6]. Навивка на трубу с одновременной приваркой с помощью радиочастотной контактной сварки металлической ленты также является производительным процессом оребрения и, кроме того, позволяет формировать оребрение с разрезами и отгибами на ребрах. Другие способы оребрения требуют применения пайки для образования металлической связи между трубой и оребрением. Оребрение, образованное накаткой или приваркой гладкой ленты, формирует ламинарные пограничные слои охлаждающего воздуха, что снижает коэффициент теплообмена. Разрезы и отгибы

Компрессорное и энергетическое машиностроение

№4 (42) декабрь 2015

на ребрах разрушают пограничный слой и повышают коэффициенттеплоотдачи на 20–25 %. Однако такое оребрение эффективно работает при чистом охлаждающем воздухе. При наличии паров масла и запыленности разрезы зарастают и эффективность теплообменника значительно снижается. Следует отметить как недостатком перечисленных способов оребрения является то, что они применимы для труб диаметром более 16 мм. Это обстоятельство препятствует созданию малогабаритных компактных трубчатых теплообменников из труб малого диаметра. Наиболее близким к предлагаемому способу является способ оребрения труб проволочной спиралью. В данном случае поток охлаждающего воздуха, перемещаясь в лабиринте проволочного оребрения, многократно разрывается, турбулизируется, что значительно интенсифицирует теплообмен. Коэффициент теплопередачи зависит от многих факторов: материала и диаметра проволоки, диаметра проволочной спирали, шага навивки спирали на трубу. Это дает возможность рационального конструирования оребрения в зависимости от назначения теплообменника. Недостатками такого способа оребрения труб ТА являются: большие энергозатраты; высокая стоимость; технологическая сложность изготовления; низкая технологичность конструкции; работоспособность и долговечность спирального проволочного оребрения определяется надежностью его закрепления на поверхности трубы; необходимость изменения состава припоя для соединения проволочного спирального оребрения со стальными трубами в зависимости от материала проволоки и трубы, а также условий работы ТА; способ не применяется для труб диаметром меньше 6 мм. Известен способ электроэрозионного легирования (ЭЭЛ), все более широко применяющийся в промышленности для повышения износостойкости и твердости поверхности деталей машин, в том числе и работающих в условиях повышенных температур и агрессив-

ных сред, для повышения жарои коррозионной стойкости, а также для восстановления изношенных поверхностей деталей машин при ремонте и др. ЭЭЛ поверхности это процесс перенесения материала на обрабатываемую поверхность искровым электрическим разрядом. Метод имеет ряд специфических особенностей: – материал анода (легирующий материал) может образовывать на поверхности катода (легируемая поверхность) чрезвычайно прочно сцепленный с поверхностью слой покрытия. В этом случае не только отсутствует граница раздела между нанесенным материалом и металлом основы, но происходит даже диффузия элементов анода в катод; – процесс легирования может происходить так, что материал анода не образует покрытия на поверхности катода, а диффузионно обогащает эту поверхность своими составными элементами; – легирование можно осуществлять в строго указанных местах (радиусом от долей миллиметра и более), не защищая при этом остальную поверхность детали; – технология электроэрозионного легирования металлических поверхностей очень проста, а необходимая аппаратура малогабаритна и транспортабельна [8].

Характерной особенностью ЭЭЛ является увеличение шероховатости поверхности обрабатываемого изделия. Причем, чем больше энергия разряда при ЭЭЛ, тем больше параметр шероховатости. Следует отметить, что с ростом шероховатости поверхности увеличивается площадь поверхности изделия [9], что приводит к увеличению площади теплообмена. Согласно [10] варьируя режимами легирования, можно в широких пределах изменять шероховатость поверхности (Rz) от 1 до 200 мкм и более, предлагается применять этот метод для оребрения труб ТА. Таким образом, целью данной работы является повышение качества теплообменных аппаратов за счет совершенствования технологии оребрения труб методом ЭЭЛ.

2 Методика и результаты исследований Для простоты восприятия процесса проиллюстрируем изменение площади поверхности теплообмена, в зависимости от шероховатости, на примере гармонической функции

, где высота пи-

ков и впадин микронеровностей соответствует шероховатости Ra в мкм. На рис. 1 представлена зависимость изменения длины дуги

Рис. 1. Схема увеличения длины кривой в зависимости от увеличения шероховатости поверхности

35

кривой в диапазоне шероховатости Ra: 0,4–12,5 мкм. В этом случае аналитическая зависимость, определяющая длину дуги кривой на участке l записывается в виде

(1)

Соответственно площадь поверхности теплообмена (рис. 2) определяется как произведение длин дуг граничных кривых на участке l х l:

(2)

Специфические особенности метода ЭЭЛ позволяют для достижения поставленной цели использовать различные варианты. Первый вариант (рис. 3). На поверхность трубы (1) методом ЭЭЛ, наносится сплошной слой

покрытия из необходимого металла (3). При этом между нанесенным металлом и деталью образуется переходной слой (2), представляющий собой взаимное диффузионное проникновение элементов анода (легирующего электрода) и катода (трубы). Покрытия можно наносить варьируя энергией разряда в диапазоне 0,036–6,8 Дж. С ростом энергии разряда увеличивается толщина наносимого слоя покрытия и шероховатость поверхности, при этом, толщина слоя может изменяться, в зависимости от характера взаимодействия анода и катода (установки с ручным вибратором, типа «Элитрон 52-А» и механизированные установки с многоэлектродными головками, типа «Элитрон‑347» или «ЭИЛ‑9»), в первом случае от 0,01 до 0,25 мм и во втором случае от 0,05 до 2,0 мм, а высота микронеровностей (Rz) при этом изменяется, соответственно, от 8,5 до 155,8 мкм и от 20 до 200 мкм. Согласно [11], благодаря возможности нанесения методом ЭЭЛ

Таблица 1. Электроэрозионное легирование Стали 20 электродами из меди и бронзы на установке «УИЛВ-8» № режима

Рис. 2. Схема определения площади поверхности теплообмена в зависимости от ее шероховатости

Рис. 3. Структура поверхностного слоя трубы после ЭЭЛ сплошным слоем металлическим электродом

36

покрытия методом ЭЭЛ. В качестве материала анода использовали медь и бронзу марки БрО10Ц1,5Н. ЭЭЛ проводили на установках с ручным вибратором моделей «УИЛВ‑8» и «Элитрон‑52А», а также механизированной установке модели «УИЛ‑9». Ниже в табл. 1 приведены режимы работы установки электроэрозионного легирования «УИЛВ‑8» и соответствующие им толщина слоя и высота микронеровностей Rz [12], а также коэффициент увеличения площади поверхности k при легировании медью и бронзой образцов из Стали 20 с исходной шероховатостью поверхности Rz = 1 мкм. Следует отметить, что начиная с 15 режима, когда энергия разряда составляет 0,56 Дж, электроды как из меди, так и бронзы, начинают более интенсивно окисляться, что приводит к снижению качества обрабатываемой поверхности. Повысить качество формируемых слоев, при использовании

Энергия разряда, Дж

Толщина слоя, мм

Высота микронеровностей (Rz), мм

Коэффициент увеличения площади поверхности (k)

Медь

Бронза

Медь

Бронза

Медь

Бронза

1

0,01

0,01

0,01

2

3

1,3

1,8

3

0,02

0,015

0,02

3

4

1,8

2,5

6

0,03

0,02

0,03

5

7

3,4

5,7

8

0,04

0,025

0,04

8

10

7,1

10,4

9

0,13

0,035

0,05

10

12

10,4

14,5

11

0,28

0,05

0,07

13

15

16,8

21,9

12

0,35

0,07

0,08

15

17

21,9

27,8

13

0,42

0,09

0,11

16

19

24,7

34,3

14

0,49

0,11

0,13

17

21

27,8

41,6

15

0,56

0,13

0,15

23

27

49,7

67,9

16

0,63

0,14

0,17

27

30

67,9

83,5

покрытия с использованием большой гаммы материалов (возможно применение любых токопроводящих материалов), можно в широких пределах изменять механические, термические, электрические и другие свойства легируемых поверхностей труб. Для проведения экспериментальной проверки полученных данных были выбраны образцы из Стали 20, на которые наносились

больших энергий разряда, можно путем применения защитной среды аргона [13]. Ниже в табл. 2 приведены данные по шероховатости и толщине покрытий из меди и бронзы в зависимости от энергии разряда, полученные при ЭЭЛ Стали 20 на установке модели «Элитрон‑52А» в защитной среде аргона . Дюрометрический анализ показывает, что при легировании

Компрессорное и энергетическое машиностроение №4 (42) декабрь 2015

Таблица 2. Электроэрозионное легирование Стали 20 электродами из меди и бронзы на установке модели «Элитрон-52А» в защитной среде аргона Энергия разряда, Дж

Высота микронеровностей (Rz), мм

Толщина слоя, мм

Коэффициент увеличения площади поверхности (k)

Медь

Бронза

Медь

Бронза

Медь

Бронза

0,9

0,15

0,18

16

18

24,7

31

2,83

0,17

0,35

23

25

49,7

58,4

3,4

0,21

0,53

27

31

67,9

89,1

6,8

0,23

1, 5

39

67

140

410

а) б) Рис. 4. Участки трубы с покрытиями из бронзы, нанесенными на механизированной установке модели «УИЛ-9»: а) энергией разряда Wр = 1,41 Дж; б) энергией разряда Wр = 2,83 Дж

Рис. 5. Структура поверхностного слоя трубы после ЭЭЛ сплошным слоем графитовым электродом Стали 20 медью и бронзой, как на воздухе, так и в среде аргона, микротвердость на поверхности слоя составляет соответственно 850–900 МПа и 1050–1150 МПа. По мере углубления она плавно увеличивается до микротвердости зоны термического влияния (2500–3000 МПа) и затем переходит в микротвердость основного металла 1750–1800 МПа. Толщина зоны термического влияния зависит от режима легирования и составляет, например, для энергии разряда 0,56 Дж на воздухе 50 мкм, а в среде аргона 40 мкм [14]. На рис. 4 изображены участки трубы диаметром 10 мм из Стали 20 с покрытиями из бронзы марки БрО10Ц1,5Н, нанесенными на механизированной установке модели «УИЛ‑9» с энергией разряда Wр = 1,41 Дж (а) и Wр = 2,83 Дж (б).

Второй вариант (рис. 5). Как отмечалось выше метод ЭЭЛ имеет ряд специфических особенностей, одной из которых является то, что процесс легирования может происходить без переноса материала анода на поверхность катода. При этом происходит диффузионное насыщение поверхности детали составными элементами (элементом) анода, например, при ЭЭЛ графитовым электродом.

Рис. 6. Структура поверхностного слоя трубы после ЭЭЛ отдельными участками в виде колец (1, 2, 3 – ​см. рис. 5) Известен способ цементации стальных деталей методом ЭЭЛ, когда анодом является графит. Метод имеет ряд достоинств, основными из которых являются: – достижение 100 % сплошности упрочнения поверхностного слоя;

– повышение твердости поверхностного слоя детали за счет диффузионно-закалочных процессов; – легирование можно осуществлять в строго указанных местах, не защищая при этом остальную поверхность детали; – отсутствие объемного нагрева детали и связанных с этим поводок и короблений; – простота применения технологии; – гибкая привязка к имеющемуся оборудованию; – процесс упрочнения не требует специальной подготовки и высокой квалификации рабочего. При цементации стальных деталей методом ЭЭЛ с увеличением энергии разряда и времени легирования толщина упрочненного слоя увеличивается. При этом возрастает и шероховатость поверхности. Так при ЭЭЛ углеродом среднеуглеродистой легированной Стали 40Х (Rа = 0,5 мкм) с производительностью 5 мин/см2 при энергии разряда 6,8 Дж толщина слоя повышенной твердости составляет более 1,15 мм. Шероховатость поверхности при этом соответствует Rа = 11,7–14,0 мкм [15]. На рис. 6 схематично изображена структура поверхностного слоя трубы, обработанного методом ЭЭЛ графитовым электродом. Экспериментальная проверка проводилась путем исследования поверхностных слоев, сформированных в результате ЭЭЛ углеродом (графитовым электродом), хромоникелевой коррозийной стали аустенитного класса марки 12Х18Н10Т. Результаты исследоаний приведены в табл. 3. Для сравнения в таблице приведены результаты шероховатости поверхности после легирования Стали 12Х18Н10Т электродом из твердого сплава марки Т15К6.

37

Таблица 3. Результаты исследования поверхностного слоя Стали 12Х18Н10Т после ЭЭЛ на установке марки «Элитрон-52А»

6,8

3,4

2,83

1,41

0,5

0,31

0,1

0,036

Энергия разряда, Дж

90 3300–8000 11,9–14 25

80 4600–9000 12,5

8,3–8,5

75 5250–8000 10,0

2,5–3,5

55 3000–9000 0,8–0,9 6,3–7,2

30 3000–8000 6,3

0,8–0,9

20 3000–9000 3,0

0,8

12 3000–9000 0,8

Ra при ЭЭЛ Т15К6, мкм

2,6

5

Ra при ЭЭЛ графитом, мкм

0,8

Зона повышенной твердости* при ЭЭЛ графитом, МПа

2,0

Толщина слоя при ЭЭЛ графитом, мкм

3000**– 8000***

Производительность ЕЕЛ, 1 мин/см2

315 4000–10000 11,7–14 30–50

100 5,3–,5 12,5–25

3500–9000

80 2,9–3,7 10,0–12,5

4000–11500

56 2900–11000 1,6–2,0

1,0–1,2 6,3

6,3–8,2

35

1,2 3,2–6,3

3000–9000

25

1,2

Ra при ЭЭЛ Т15К6, мкм

3,2

3000–10000

15

1,0

3000–10000

Ra при ЭЭЛ графитом, мкм

3,2

Зона повышенной твердости* при ЭЭЛ графитом, МПа

3000–9000

Толщина слоя при ЭЭЛ графитом, мкм

10

Производительность ЕЕЛ, 5 мин/см2

* Зона повышенной твердости – поверхностный слой детали, которая имеет максимальную микротвердость на поверхности и снижается по мере углубления к микротвердости основы метала. ** Минимальная твердость в нижнем участке слоя. *** Максимальная твердость на поверхности слоя.

38

Компрессорное и энергетическое машиностроение №4 (42) декабрь 2015

Третий вариант (рис. 6). Специфической особенностью метода ЭЭЛ является и то, что легирование можно осуществлять в строго указанных местах не защищая при этом другие участки поверхности от воздействия процесса. На рис. 6 схематично изображена структура поверхностного слоя трубы, обработанного методом ЭЭЛ с нанесенным покрытием в виде отдельных колец. При этом толщина нанесенного слоя, в зависимости от материала анода и способа легирования, может достигать 2-х и более мм. Ширина колец и расстояний между ними может изменяться, в зависимости от технологической, конструкционной и экономической необходимости от 1 до 10 мм и более. На рис. 7 изображены участки трубы диаметром 10 мм из Стали 20 с покрытиями из бронзы марки БрО10Ц1,5Н и Стали 12Х18Н10, нанесенными в виде колец на механизированной установке модели «УИЛ‑9». Выводы Применение нового способа оребрения труб ТА методом ЭЭЛ имеет ряд преимуществ перед существующими. Основные из них: небольшие энергозатраты; невысокая стоимость; простота изготовления; высокая технологичность конструкции; экономия цветного и высоколегированного металла; работоспособность и долговечность оребрения не зависит от надежности его закрепления на поверхности трубы; отсутствие необходимости изменения состава припоя для соединения проволочного спирального оребрения со стальными трубами в зависимости от материала проволоки и трубы, а также условий работы ТА; способ можно применять для труб диаметром от 1 мм и выше. Список литературы: 1. Андреев В. А. Теплообменные аппараты для вязких жидкостей. Основы расчета и проектирования / В. А. Андреев. – ​Л.: Энергия, 1971. – 152 с.

2. А н т у ф ь е в В . М . С р а в н и тельные исследования теплоот-

а)

б)

Рис. 7. Покрытия трубы из стали 20: а) материал колец бронза толщиной 2,0 мм и энергия разряда Wр = 1,41 Дж; б) материал колец Сталь 12Х18Н10 толщиной 1,0 мм и энергия разряда Wр = 2,83 дачи и сопротивления ребристых поверхностей / В. М. Антуфьев // Энергомашиностроение. – 1961. – № 2. – ​С. 9–11.

3. Аснис А. Е. Повышение прочности сварных конструкций / А. Е. Аснис, Г. А. Иващенко. – ​К.: Наукова думка, 1985. – 256 с.

4. Аснис А. Е. Повышение прочности сварных конструкций / Аснис А. Е., Иващенко Г. А., Андерсон Я. Э. // Автоматическая сварка. – 1982. – № 4. – ​С. 48–51.

5. Радзиевский В. Н. Теплообменные аппараты компрессорных установок. Исследования, конструкция, технология / [Радзиевский В. Н., Кирик Г. В., Лавренко А. М., Котов А. М.]. – ​Сумы: Издательство «Слобожанщина», 2007. – 318 с.

6. Зубков Н. Н. Оребрение труб теплообменных аппаратов подрезанием и отгибкой поверхностных слоев / Н. Н. Зубков // Новости снабжения. – 2005. – № 4. – С ​ . 23–25.

7. Радзиевский В. Н. Особенности конструкции и технологии оребрения труб проволочной спиралью для воздушных теплообменников / [Радзиевский В. Н., Ткаченко Г. Г., Гарцунов Ю. Ф., Котов А. М.] // Труды ХІІІ Междунар. науч. – ​технич. конф. по компрессоростроению «Компрессорная техника и пневматика в ХХІ веке». – ​ Сумы, 2004. – ​С. 126–133.

8. Лазаренко Н. И. Электроискровое легирование металлических поверхностей / Н. И. Лазаренко. – ​М.: Машиностроение, 1976. – 46 с.

9. И щ е н к о А . А . Т е х н о л о г и ческие основы восстановления промышленного оборудования современными полимерными материалами / А. А. Ищенко. – ​Мариуполь: ПГТУ, 2007. – 250 с.

10. Спосіб відновлення зношених поверхонь металевих деталей. Пат.

104664. Україна. МПК В 23Н 9/00 / [Марцинковський В. С., Тарельник В. Б., Іщенко А. О. и др.]. Заявл. 14.08.12; Опубл. 25.02.2014. Бюл. № 4. – 5 с.

11. Гитлевич А. Е. Электроискровое легирование металлических поверхностей / [Гитлевич А. Е., Михайлов В. В., Парканский Н. Я., Ревутский В. М.]. – ​ Кишинев: Штинца, 1985. – 196 с.

12. Коноплянченко Е. В. Обеспечение надежности эксплуатации роторных машин совершенствованием технологии изготовления их подшипниковых узлов / Коноплянченко Е. В., Яременко В. П., Тарельник Н. В. // Вісник Харківського національного технічного університету сільського господарства ім. П. Василенка. – 2012. – ​ Випуск 151. – ​ С. 213–221.

13. Лазаренко Н. И. Изменение исходных свойств поверхности катода под действием искровых электрических импульсов, протекающих в газовой среде / Н. И. Лазаренко // В кн. Электроискровая обработка металлов. – ​М: Изд-во АН СССР, 1957. – ​Вып. 1. – ​С. 70–94.

14. Тарельник В. Б. Повышение качества подшипников скольжения: монография / Тарельник В. Б., Марцинковский В. С., Антошевский Б. – ​ Сумы: Издательство «МакДен», 2006. – 160 с.

15. Способ цементации стальных деталей электроэрозионным легированием. Пат.

2337796. Российская Федерация. МПК В 23Н 9/00 / Марцинковский В. С., Тарельник В. Б., Белоус А. В.; Заявл. 05.10.2006; Опубл.

10.04. 2008, Бюл. № 31. – 3 с.

39

Технология

УДК 621.745.55

О. И. Пономаренко, д-р техн. наук, проф.; Е. А. Костик, канд. техн. наук, доцент (Национальный технический университет «ХПИ», г. Харьков, Украина); Г. Е. Федоров, канд. техн. наук, доцент (Национальный технический университет Украины «КПИ», г. Киев, Украина)

Изготовление отливок с дифференцированными свойствами поверхности

Установлено, что для экономии легирующих элементов и сохранения высокой износостойкости литых деталей машин и механизмов во многих случаях целесообразно заменять объемное легирование поверхностным, позволяющим в процессе изготовления отливок получать износостойкий слой с высокой твердостью толщиной 8–2 мм. Наилучшими и дешевыми материалами для получения отливок с высокой износостойкостью поверхности являются порошки высокоуглеродистого ферромарганца, чистого марганца и механических смесей таких компонентов: ферромарганца, марганца, высокоуглеродистого феррохрома, ферротитана, ферробора и железного порошка в различных соотношениях. Гранулометрический состав таких порошков должен находиться в пределах 0,2–0,315 мм. В качестве связующего компонента для приготовления покрытия следует использовать жидкое стекло плотностью 1,3 г/см3. Ключевые слова: Ферромарганец, феррохром, механическая смесь, износостойкость, поверхностное легирование Встановлено, що для економії легувальних елементів і збереження високої зносостійкості литих деталей машин і механізмів у багатьох випадках доцільно заміняти об’ємне легування поверхневим, яке дає можливість у процесі виготовлення виливків одержувати зносостійкий шар з високою твердістю товщиною 8–12 мм. Найкращими та дешевими матеріалами для одержання виливків з високою зносостійкістю поверхні є порошки високовуглецевого феромарганцю, чистого марганцю та механічних сумішей таких компонентів: феромарганцю, марганцю, високовуглецевого ферохрому, феротитану, феробору та залізного порошку в різних співвідношеннях. Гранулометричний склад таких порошків має знаходитися в межах 0,2–0,315 мм. Як зв’язувальний компонент для приготування покриття слід використовувати рідке скло густиною 1,3 г/см3. Ключові слова: Феромарганець, ферохром, механічна суміш, зносостійкість, поверхневе легування Found that to save alloying elements and maintaining a high wear resistance cast parts of machines and mechanisms, in many cases, it is advisable to replace the bulk doping to the surface, allowing in the process of manufacturing castings and wear resistant layer with high hardness in the thickness 8–12 mm. Best and cheapest materials to produce castings with high wear resistance surfaces are powders of high-carbon ferromanganese, manganese, and pure mechanical mixtures of such components: ferromanganese, manganese, high-carbon ferrochrome, ferrotitanium, ferroboron and iron powder in different ratios. Granulometric composition of such powders should be in the range of 0.2–0.315 mm. As a binder to prepare the coating, should use liquid glass density of 1.3 g/cm3.

Keywords: Ferromanganese, ferrochrome, mechanical mixture, wear resistance, surface alloying

Введение и постановка задачи исследований К деталям современных машин и механизмов, работающих в экстремальных условиях, предъявляют повышенные требования относительно механических и специальных свойств – ​твердости, износостойкости, коррозионной стойкости, стойкости против эрозии в различных агрессивных средах и др. Большинство таких деталей изготовляют с использованием литых заготовок, т. е. отливок. Срок службы литых деталей в значительной степени определяет надежность машин и их производительность. Для достижения высоких поверхностной прочности и износостойкости литых деталей в маши-

40

ностроении используют различные виды обработки: химико-термическую, лазерную и др., а также электрохимические покрытия и специальные наплавки. Однако первыми методами не удается получить слой с нужными свойствами толщиной более 0,5 мм, что явно недостаточно, особенно для крупных деталей [1–3]. Наплавлением на поверхности детали можно получить слой значительной толщины, однако этот процесс трудоемкий, дорогой и, кроме того, технологически неудобный – ​на некоторых поверхностях деталей наплавление осуществить практически невозможно. Анализом эксплуатации значительного количества литых деталей машин и механизмов, работающих в условиях интенсивного износа,

высоких температур и агрессивных сред (теплоэнергетика, металлургия, горно-обогатительная и химическая отрасли и др.) установлено, что технологии их изготовления с использованием объемного легирования сплавов далеко не всегда себя оправдывают, а во многих случаях экономически вредны, поскольку лишь небольшая толщина таких деталей изнашивается, окисляется или повреждается вследствие внешних воздействий. Это приводит к неоправданным расходам дорогих легирующих элементов, входящих в составы высоколегированных сплавов. Ежегодно безвозвратно расходуются тысячи тонн металла литых деталей высокой стоимости. Очевидно, что в этих случаях достаточно было бы

Компрессорное и энергетическое машиностроение

№4 (42) декабрь 2015

обеспечить высокие эксплуатационные характеристики только рабочих поверхностей таких деталей. Для достижения этой цели перспективными могут быть способы производства отливок из нелегированных сплавов на основе железа с поверхностным композиционным или легированным слоем, который образуется во время формирования заготовки в литейной форме, при этом толщина поверхностного слоя со специальными свойствами отливок может достигать 8–10 мм [1, 3]. Перспективным направлением развития технологии получения отливок с дифференцированными свойствами является поверхностное легирование, которое заключается в применении красок и паст, наносимых на поверхность литейной формы перед заливкой ее углеродистым расплавом. Авторами [1] исследованы процессы износостойкого поверхностного легирования с использованием некоторых ферросплавов, в состав которых входят карбидообразующие элементы. Такие исследования дали положительные результаты и подтвердили целесообразность использования ферросплавов в качестве наполнителей легирующих покрытий. Это позволило продолжить исследования в этом направлении [4, 6]. Для достижения легированного слоя необходимой толщины перспективными могут быть ферросплавы, температуры плавления которых максимально приближаются к температурам заливаемого в форму расплава или ниже их. Для поверхностного износостойкого легирования – ​это чистый марганец, ферромарганец или ферротитан различных фракций, а для жаростойкого – ​алюминий и среднеуглеродистый феррохром.

вания с использованием отдельных ферросплавов, в состав которых входили карбидообразующие элементы (марганец, бор, титан, ванадий, хром) и их смесей. Изучено влияние мелкодисперсной фракции (<0,2) низкоуглеродистого (ФМн1,5) и высокоуглеродистого (ФМн78А) ферромарганца с приблизительно одинаковым содержанием марганца на образование легированного слоя. Результаты исследований представлены на рис. 1. Наилучшие результаты получены при использовании высокоуглеродистого ферромарганца ФМн78А фракций (<02). Толщина легированного слоя достигает 10–12 мм при толщине легирующего покрытия 6–7 мм. Твердость легированного слоя (без термообработки) – ​ в 2,5–2,8 раза выше твердости основного металла отливки (Сталь 35Л). В качестве связующего компонента использовали жидкое стекло плотностью 1,3 г/см3 и технический лигносульфонат, разбавленный водой в соотношении 1:1, в количестве 3–6 %. Количество связующего компонента определяли в зависимости от гранулометрического состава наполнителя покрытия: чем мельче фракция, тем больше расходуется связующего компонента. Установлено, что луч-

шим связующим компонентом для приготовления легирующего покрытия и нанесения его на стенки формы является жидкое стекло. Отмечено, что гранулометрический состав легирующего покрытия существенно влияет на толщину легированного слоя. Его необходимо выбирать в зависимости от температуры плавления компонентов покрытия и перегрева расплава перед заливкой его в форму. Известно, что титан относится к элементам, который в сплаве на основе железа одновременно образует твердый раствор с железом, карбиды, нитриды, оксиды и кроме этого способствует дисперсионному твердению металла. Изучено влияние ферротитана марки ФТи30А фракций 02; 0315; 04 в качестве наполнителя легирующего покрытия. Установлено, что максимальную твердость имеет легированный слой, образованный после использования ФТи30А фракции 0315. Его твердость достигает 58 HRA, что выше в 1,5 раза в сравнении с твердостью основы металла (рис. 2). При использовании фракции 02 твердость легированного слоя ниже, чем основы, очевидно в результате образования легированного титаном феррита. С ростом толщины слоя увеличивается количество карбонитридов титана в

Основная часть Как уже отмечалось, процесс поверхностного легирования осуществляют путем нанесения на поверхности форм и стержней паст, красок, облицовочных смесей или вставок, наполнителями которых являются легирующие компоненты. Во время взаимодействия с металлом, который заливается в форму, они образуют легированный поверхностный слой со специальными свойствами определенной толщины. Исследовано процессы износостойкого поверхностного легиро-

Рис. 1. Изменение толщины легированного слоя в зависимости от толщины легирующего покрытия: 1 – ​ферромарганец низкоуглеродистый ФМн1,5; 2 – ​ферромарганец высокоуглеродистый ФМн78А (Условия опыта: фракция (<02), температура заливаемого расплава – ​1560 ºС)

41

Рис. 2. Влияние титана (ФТи30А) на твердость легированного слоя (толщина легирующего покрытия – ​3 мм): 1 – ​твердость основы; 2 – ​фракция 02; 3 – ​фракция 0315; 4 – ​фракция 04 легированном слое и твердость его повышается. Такая же зависимость сохраняется после использования ферротитана фракции 0315. Следовательно, для получения максимальной твердости легированного титаном слоя, необходимо использовать покрытие на основе фракции 0315. Хром относится к элементам, которые образуют с железом непрерывный ряд растворов и слож-

ные карбиды, что существенно повышает твердость легированного металла. Промышленность выпускает большую гамму феррохромов с разным содержанием углерода, а значит и с разной температурой плавления. В работе использованы в качестве наполнителя легирующего покрытия высокоуглеродистый (ФХ800А) и низкоуглеродистый (ФХ015А) феррохромы.

Установлено, что изменение твердости легированного слоя осуществляется также как и для титана (рис. 3). Разница состоит только в том, что феррохром ФХ800А, имея меньшую температуру плавления, больше растворяется в жидком металле основы и способствует повышению твердости. Для ФХ800А максимальная твердость составляет 64 НRА, а для ФХ015А – ​56 НRА, при этом для ФХ015 максимум твердости смещается вправо в сравнении с ФХ800А. Такая незначительная разница в твердости и толщине легированного слоя позволяет сделать вывод, что в качестве наполнителя легирующего покрытия можно использовать как высокоуглеродистый, так и низкоуглеродистый феррохром. Особенно это касается механических смесей. Однако с точки зрения приготовления порошков целесообразно использовать высокоуглеродистый феррохром, поскольку он легче поддается измельчению и дешевле, а повышенное содержание в нем углерода способствует дополнительному образованию карбидов. В работе изучена возможность использования механических смесей основных карбидообразующих элементов для поверхностного износостойкого легирования. Содержание компонентов в смесях приведено в табл. 1, а их расчетный химический состав – ​в табл. 2.

а)

б)

Рис. 3. Влияние хрома на твердость легированного слоя (толщина легирующего покрытия – ​3 мм): а) – ​ФХ800А; б) – ​ФХ15А 1 – ​твердость основы; 2 – ​фракция 02; 3 – ​фракция 0315; 4 – ​фракция 04

42

Компрессорное и энергетическое машиностроение №4 (42) декабрь 2015

Результаты влияния легирующих покрытий на основе механических смесей на толщину легированного слоя и его твердость представлены на рис. 4. Во всех опытах использовали покрытие толщиной 3 мм фракции – ​0315. Механические смеси различаются содержанием хрома, марганца, титана, бора, углерода и железа. Исходя из такого соотношения компонентов в смесях, температуры плавления их разные: наивысшая – ​у покрытия № 1, наименьшая – ​у покрытия № 5. Этим и объясняются наилучшие результаты, полученные после использования покрытия № 5. Глубина легированного слоя зависит, преимущественно, от начальной глубины проникновения жидкого металла в поры покрытия. Поскольку легирующее покрытие представляет собой достаточно мощный холодильник (особенно толщиной 5–7 мм), то глубина проникновения расплава в поры покрытия в значительной мере будет зависеть от температуры и жидкотекучести металла основы. Поэтому при выборе состава смесей и их фракций необходимо, прежде всего, руководствоваться этими факторами. Анализом полученных результатов установлено, что для износостойкого поверхностного легирования можно использовать любую из испытанных смесей. Выбор ее зависит от необходимой толщины износостойкого слоя на детали и наличия соответствующей фракции ферросплава. Исследовано процессы поверхностного легирования с использованием химических соединений легирующих элементов. Промышленность Украины выпускает различные химические соединения: карбиды, бориды, нитриды и др., которые представляют интерес для технологий поверхностного легирования. Изучено влияние некоторых химических соединений на твердость и толщину износостойкого слоя. Результаты исследований представлены на рис. 5. Установлено, что все изученные химические соединения способствуют повышению твердости поверхности отливки, но наилучшие результаты получены после использования смеси карбидов хрома и ванадия. Твердость на поверхности легированного слоя достига-

Таблица 1. Механические смеси для легирующих покрытий Содержание компонентов в смеси, масс. ч.

Индекс покрытия

Мн965

ФХ650А

ФТи30А

ФБ10

электродный бой

1

20

49

20

10

1

2

30

45

16

8

1

3

40

39

13

7

1

4

50

34

10

5

1

5

60

29

7

3

1

Таблица 2. Расчетный химический состав легирующих покрытий Содержание элементов (расч),%

Индекс покрытия

Cr

Mn

C

Ti

P

Fe

1

34,3

19,2

4,10

6,0

1,0

35,40

2

31,5

28,8

3,65

4,8

0,8

30,45

3

27,3

38,4

3,28

3,9

0,7

26,42

4

23,8

47,0

2,80

3,0

0,5

24,15

5 20,6 57,6 2,40 2,1 0,3 17,00 Примечание: В механической смеси содержится 2,0 % плавикового шпата для образования флюса.

Рис. 4. Влияние механических смесей на образование легированного слоя и его твердость: 1 – ​твердость основы; 2 – ​смесь № 1; 3 – ​смесь № 2; 4 – ​смесь № 3; 5 – ​смесь № 4; 6 – ​смесь № 5 ет 73 HRA, что вдвое больше, чем твердость основы. Исследованием структуры установлено, что практически во всех случаях образуется переходной слой, который обеспечивает прочную связь основы с износостойким легированным слоем (рис. 6). Таким образом, доказана целесообразность использования химических соединений в качестве наполнителей легирующих покрытий для поверхностного упрочнения сплавов на основе железа.

Неметаллические включения являются основной плавочной характеристикой, которая определяет все механические свойства сплавов. Это в полной мере относится и к легированному слою. Определены индексы загрязненности некоторых образцов. Анализ полученных результатов показывает, что процессы поверхностного легирования не сопровождаются существенным загрязнением металла неметаллическими включениями, а во многих случаях индекс

43

Рис. 5. Влияние химических соединений легирующих элементов на твердость износостойкого слоя: 1 – ​твердость основы; 2 – ​TiB2 (фракция 01); 3 – ​VC (фракция 02); 4 – ​Cr3C2 (фракция 01); 5 – ​VC (фракция 01); 6 – 50 % Cr3C 2 + 50 % VC (фракция 02)

деталей / М. М. Ямшинський, Г. Є. Федоров // Наукові вісті Національного технічного університету «КПІ». – 2004. – № 4. – ​С. 98–104.

2. Богачев В. М. Легирование поверхности отливок при затвердевании / В. М. Богачев, В. Г. Грузин // Литейное производство. – 1957. – № 5. – ​С. 29–30.

3. Тихий В. Л. Исследование механизма и разработка технологии процессов поверхностного легирования отливок / Тихий В. Л.: дис. … канд. техн. наук. – 1975.

4. Ямшинський М. М. Сучасні технологічні аспекти виготовлення виливків із диференційованими властивостями поверхні / Ямшинський М. М., Федоров Г. Є., Платонов Є. О. // Наукові вісті Національного технічного університету «КПІ». – 2004. – № 6 – ​ С. 69–75.

5. Михайлов А. М. Поверхностное легирование фасонных отливок / А. М. Михайлов, В. Г. Грузин // Литейное производство. – 1957. – № 6. – ​С. 18–20.

6. Ямшинский М. М. Изготовление отливок с дифференцирован-

загрязненности легированного слоя значительно ниже, чем металла основы. Следовательно, для износостойкого поверхностного легирования целесообразно использовать высокоуглеродистый ферромарганец, чистый марганец марки Мн965, механические смеси карбидообразующих элементов или химические соединения легирующих элементов. Выводы Таким образом, по результатам выполненной работы можно сделать следующие выводы: 1. Исследованиями процессов поверхностного легирования установлена возможность производства литых деталей с дифференцированными свойствами поверхности.

2. Для износостойкого поверхностного легирования целесообразно использовать порошки ферросплавов, в состав которых входят карбидообразующие элементы, механические смеси на их основе и отдельные химические соединения легирующих элементов.

3. Толщина легированного слоя на поверхности отливок зависит от толщины легирующего покрытия, температуры его плавления, грану-

44

а)

б)

в)

г)

Рис. 6. Микроструктуры исследованных образцов с использованием ФМн78А фракции 0315 (×100): а – ​основа сплава; б – ​легированный слой; в, г – ​переходной слой лометрического состава и температуры заливаемого в форму металла. Список литературы: 1. Ямшинський М. М. Методи підвищення литих жаростійких

ными свойствами поверхности / М. М. Ямшинский, Г. Е. Федоров, Е. А. Платонов // Металл и литье Украины. – 2004. – № 12. – ​ С. 22–25.

Компрессорное и энергетическое машиностроение №4 (42) декабрь 2015

Технология

УДК 621.039.83

Ю. А. Свинороев, канд. техн. наук, доцент (Краснодонский факультет инженерии и менеджмента Восточноукраинского национального университета им. В. Даля, г. Краснодон, Украина)

Лигниносодержащие литейные связующие материалы – новые возможности Механоактивация и модифицирование, наиболее эффективные инструменты управления свойствами лигниносодержащих материалов. Их применение приводит к существенному повышению качества связующих материалов, позволяет управлять процессами структурообразования при формировании полимерной матрицы связующего. Такой подход может стать действенным регулятором для расширения объемов применения экологически безопасных связующих материалов, к которым по праву можно отмести лигносульфонаты. Это открывает новые горизонты их использования как альтернативы связующим материалам на фенольной основе. Ключевые слова: механоактивация, модифицирование, лигниносодержащие литейные связующие материалы, связующая способность, показатели качества Механоактивація та модифікування, найбільш ефективні інструменти управління властивостями матеріалів, що містять лігнін. Їх застосування призводить до суттєвого підвищення якості сполучних матеріалів, дозволяє управляти процесами структуроутворення під час формування полімерної матриці сполучного. Цей підхід може стати дієвим регулятором для розширення обсягів застосування екологічно безпечних сполучних матеріалів, до яких відносяться лігносульфонати. Це відкриває нові горизонти їх використання як альтернативи сполучною матеріалами на фенольної основі. Ключові слова: механоактивація, модифікування, лігніновмісткі ливарні сполучні матеріали, єднальна здатність, показники якості.

Mechanical activation and modification of the most effective tools to control the properties of lignin-containing materials. Their use leads to a significant improvement of the quality binders, allows you to manage the processes of structure formation in the formation of the polymer matrix of the binder. Such an approach can be an effective control to expand the volume of use of environmentally friendly adhesives, which can be rightly dismiss lignosulfonates. This opens up new horizons for their use as an alternative to binding materials based on phenol.

Keywords: mechanical activation, modification, ligninosoderzhaschie foundry binders, binding capacity, quality indicators

Постановка проблемы. Потребности в инновационном обновлении производства, мотивируемыми кризисными явления в экономике, привели к необходимости поиска и реализации таких технических решений, которые бы минимизировали расход, как правило, дорогостоящего и дефицитного сырья при сохранении требуемого уровня свойств и качества выпускаемой продукции. Подобными решениями в сфере технологий использующих связующие материалы, могут стать методы их механообработки и модифицирования. Противоречие между требованиями к стабильности и постоянному увеличению качества продукции и не соответствие этому современного состояния производства, проявляющегося в аспектах морального и физического состояния функционирующих технологических процессов, составляет сущность рассматриваемой проблемы.

Обеспечение требуемых показателей качества продукции получаемой при использовании связующих материалов, не возможно без перехода на новые экологически чистые виды этих материалов, что требует пересмотра методов их обработки и технологий использования. Решение данной проблемы, состоит в поиске перспективных путей, исследовании возможностей их реализации, с последующей их формализацией в виде конкретных технических решений для имплементации в реальное производство. Цель и задачи исследований. Целью работы является комплексное исследование возможностей применения прогрессивных методов обработки связующих материалов, состоящих в их механоактивации и модифицировании, для обеспечения нормативного уровня показателей качества конечной продукции при условии снижения её себестоимости и общего повы-

шения уровня экологичности производства. Для этого предложено, в качестве модельного объекта для замещения, применяющихся в настоящее время, дорогостоящих и экологически опасных масляных материалов и синтетических смол, применять лигносульфонатные связующие материалы (ЛСТ), продукты вторичной переработки растительного сырья, экологичные не дефицитные и относительно дешевые по стоимости [1]. Для обеспечения технологически необходимого уровня свойств ЛСТ, и их корректировки, предложено использовать методы модифицирования и механообработки. Это предполагает: во-первых, поиск и теоретическое обоснование возможностей использования в качестве инструментов механообработки и модифицирования ЛСТ, с целью повышения их связующей способности и стабилизации свойств, и, во-вторых, анализ вариантов возможных

45

технических решений с разработкой рекомендаций по их конкретному применению в различных технологических процессах. При этом сами лигниносодержащие материалы рассматривались как потенциальное сырьё для разработки принципиально новых связующих композиций с наперед заданными свойствами, а методы воздействия на них (модифицирование и механоодработка) как инструменты для регулирования и обеспечения требуемого уровня показателей качества [2]. Изложение полученных результатов исследований. Многие производства построены на технологических процессах использования связующих материалов. К ним относится литейное производство (изготовление литейных форм и стержней), деревообработка (изготовление древесно-стружечных и древесноволокнистых плит), металлургическое производство (гранулирование различных сыпучих материалов) и многие другие. В силу своей специфики применения многие связующие материалы, во-первых, являются первопричинами возникновения брака продукции, а, во-вторых, источником образования выбросов в окружающую среду, что влечет за собой необходимость решения не только экономических но и экологических задач. Затраты на решение подобных вопросов занимают не последнее место в структуре себестоимости готовой продукции. В этой связи актуальна проблема разработки и создания таких связующих материалов, которые бы обладая умеренной стоимостью, не несли бы угрозы безопасности для людей и окружающей среды. К подобным материалам можно отнести все лигниносодержащие вещества. Это продукты переработки растительного сырья, прежде всего древесины на целлюлозу. Типичным представителем таких материалов являются технические лигносульфонаты (ЛСТ). Они, обладая целым комплексом положительных качеств, не находят достаточного применения в промышленном производстве поскольку имеют относительно слабую связующую способность и нестабильные свойства. Так, у наиболее эффективных связующих материалов, например, синтетических смол, удельная связующая способность составляет 0,5–1,2 МПа на процент связующего в составе смеси, в то время как у ЛСТ лишь 0,03–0,09 МПа, что не удовлетворяет технологическим

46

требованиям, а свойства заявляемые в сертификате качества могут существенно отклоняться от указанных. Таким образом, отсутствие у этой группы материалов технологически необходимого уровня прочностных характеристик в сочетании с нестабильностью свойств существенно ограничивает область их применения. В тоже время, проведенные теоретические и экспериментальные исследования показали, что методы модифицирования и механообработки могут существенным образом, на порядок (с 0,03 до 0,5 МПа % связующего в смеси), изменять связующую способность композиций с ЛСТ, а это позволяет рассматривать реальную возможность модернизации технологических процессов производства, в части замены упомянутых смоляных и масляных связующих новыми, на более экологичные, и менее дорогие лигносульфонатные [3, 5]. Однако, применение подобных связующих влечет потребность в изменении проведения самой технологии, за счет привнесения в её структуру комплекса технологических операций для осуществления модифицирования и механообработки. Рассмотрим существо подобного рода обработки. Сущность модифицирования ЛСТ состоит в целенаправленном введении в состав материала специальных веществ комплексного действия позволяющих повышать их связующую способность за счет изменения протекания процессов полимеризации. Вводимый модификатор инициирует в процессе сушки формирование на поверхности наполнителя трехмерной полимерной сетки обеспечивающей высокие интегральные прочностные характеристики [3, 4, 6]. Механообработка, иногда её называют механоактивацией, состоит в обработке жидких полимерных систем на дизинтеграторных установках. Это приводит к активации или (нет четко установившейся терминологии) активизации компонентов связующего, диспергированию его отдельных фаз, их архитектурной модификации на уровне наноструктур, повышению реакционной способности обрабатываемого материала, возникновению активных центров в их структуре, в данном случае ЛСТ. Это, в конечном итоге, проявляется в более активном взаимодействии обработанного, таким образом, связующего с веществом среды (наполнителем). В комплексе, такие воздействия (модифицирова-

ние и механообработка) взывают повышение стабильности свойств и улучшение некоторых технологических показателей (связующей способности, вязкости, смачиваемости и т. д.). Такой подход к решению проблемы связующих материалов привлекателен тем, что при определенных режимах механического воздействия материал претерпевает структурные изменения, в данном случае усредняется молекулярно-массовое распределение ЛСТ, что должно приводить к стабилизации их свойств в целом. Происходит, на какое-то время (проявляется эффект гистерезиса), разукрупнение наноструктур, изменяется рН среды, а вследствие разрыва химических связей возникнут свободные радикалы, которые становятся потенциальными центрами инициирования процессов структурообразования при отверждении. Эти методы воздействия, каждый в отдельности или в комбинации, могут стать эффективным инструментом управления процессами, приводящими к стабилизации свойств материала и качественного изменения его интегральных характеристик, в частности прочностных свойств в требуемом направлении. Такой регулятор свойств позволит разрабатывать связующие композиции с наперед заданными свойствами, при обеспечении экологической чистоты производственного процесса. Данная теоретическая модель может быть технически реализована за счет предварительной (сразу после поступления материала на предприятие) обработки, состоящей из комбинации методов механического воздействия и введения модификаторов (например ПАВ). В этом случае, смысл задачи повышения связующей способности ЛСТ состоит в определении и создании таких условий, которые бы приводили к образованию прочной сшивки между полимеризующимися компонентами олигомерных молекул ЛСТ, и к образованию трехмерной полимерной матрицы после отверждения. Именно такое состояние структуры полимера соответствует его максимальной связующей способности. Определим факторы, которые будут обуславливать возможность технической реализации рассмотренной теоретической модели. Поскольку связующую способность материала определяют по прочности модельной смеси (стан-

Компрессорное и энергетическое машиностроение №4 (42) декабрь 2015

дартных «образцов – восьмерок», для литейных связующих), то для понимания возможных путей ее увеличения необходим полный анализ факторов, которые могут повлиять на этот показатель на всех этапах процесса приготовления состава смеси и отверждения композиции. Сюда входят операции дозировки связующего, при приготовлении смеси; формовка и сушка готовых изделий (форм и стержней). Учитывая перечисленное, в общем случае, повышение связующей способности может быть достигнуто за счет целенаправленного комплекса мероприятий, которые могут включать в себя: – оптимизацию состава связующего и режимов смесеприготовления, что приведет к равномерному распределению связующего по составу смеси и образованию равномерных пленок с однородной структурой на зернах наполнителя; – оптимизацию режимов уплотнения и формовки; – подбор веществ, способствующих образованию поперечных сшивок между олигомерными цепями лигносульфоновых кислот в процессе отверждения, т.е. отвердителей ЛСТ, которые бы вводились либо дополнительно, либо выступали как часть стабилизационного комплекса; – выбор и применение катализаторов; – оптимизацию режимов сушки (продолжительность, температура). Конкретизируя задачу, в части изменений непосредственно свойств ЛСТ, необходимо уделить особое внимание значимости методов модифицирования. Как было сказано их смысл, в общем случае, состоит в целенаправленном внесении в состав материала специальных веществ, влияние которых приводит к изменению каких-либо свойств. В классическом представлении, процесс структурообразования лигниносодержащих веществ идет в несколько последовательно-параллельных стадий. На начальном этапе, в стадии линейной конденсации формируются низкомолекулярные продукты, далее степень сшивки между макромолекулами увеличивается, образуются поперечные углерод-углеродные связи, степень обратимости связей таких структурных составляющих снижается, они способны к набуханию, но уже не растворимы в воде. На завершающих этапах процесса идет формирование трехмерной полимерной сетки, однако

большая степень дифференциации молекулярно-массового состава не позволяет получить однородную полимерную матрицу. Наличие в исходном материале сочетаний очень крупных молекулярных агрегатов, с молекулярной массой в сотни миллионов единиц, и агрегатов, в несколько тысяч единиц, приводит к формированию итоговой полимерной матрицы не регулярной структуры. Такое исходное состояние предопределяет образование больших значений внутренних напряжений в образующейся конструкции полимера при отверждении. Итоговой характеристикой такого результата есть низкая прочность литейных стержней и форм. Такое представление механизма структурообразования ЛСТ приводит к пониманию того, что мероприятия, проводимые для стабилизации свойств ЛСТ, повлияют и на улучшение их связующей способности. Учитывая это, следует особое внимание уделить поиску веществ (модификаторов), способствующих инициированию и протеканию процессов образования трехмерной полимерной сетки по связям между пропановыми цепочками и ароматическими ядрами макромолекул лигносульфоновых кислот, либо обеспечивающих образование указанных поперечных связей. При этом целесообразно применять модификаторы комплексного действия, которые бы воздействуя на материал, выполняли функции стабилизации технологических характеристик и способствовали увеличению связующей способности. Другим фактором, определяющим возможности повышения связующей способности ЛСТ, есть интенсификация направленности действий, связанных с повышением уровня кооперативных донорно-акцепторных связей, как между структурными элементами связующего, так и на границе раздела связующее – наполнитель. Критерием этому могут быть снижение краевого угла смачивания, в системе связующее – наполнитель, повышение уровня адгезионных сил. Гомогенизация внутреннего строения связующего, снижение краевого угла смачивания должны повлиять на изменение структуры пленок на поверхности наполнителя и оптимизацию распределения связующего по составу смеси, что приведет к повышению прочностных характеристик. Как отмечалось, механообработка приводит к гомогенизации, выравниванию полимолекулярного

состава связующего и повышению кислотности среды, а это способствует инициированию процессов структурообразования за счет создания кооперативных донорноакцепторных связей. Гомогенизация – усреднение размеров и масс молекулярных агрегатов структуры связующего, как следствие механообработки, в приведенной концепции понимания происходящих процессов, приведет к стабилизации свойств и повышению связующей способности системы в целом. Инструментами регулирования и управления процессами структурообразования как раз могут выступить методы механоактивации и модифицирования ЛСТ. Таким образом, предполагается, что описанные мероприятия (модифицирование как способ обеспечения поперечных связей, и механообработка как путь гомогенизации наноструктур ЛСТ) могут способствовать улучшению свойств ЛСТ: повышению связующей способности и общей стабилизации свойств. Выдвинутые предположения, о механизмах управления процессами структурообразования лигносульфонатных связующих и способах улучшения их свойств, требуют теоретического анализа технических методов их реализации. Рассмотрим технические аспекты их применения. Влияние механических воздействий на изменение свойств обрабатываемых материалов было замечено давно, однако как метод целенаправленного изменения свойств этих материалов, подобная обработка, получила распространение относительно недавно, примерно с середины 80-х годов двадцатого века. Данная методика вошла в практику производства под названием механической или механохимической активации. Механическая активация характеризуется повышением поверхностной активности вновь образованных ювенильных поверхностей и изменением строения поверхностной структуры твердых тел, либо изменением состава и состояния надмолекулярных и наноструктур в жидких средах. Механохимическая активация проявляется, для твердых тел, в кристаллических изменениях, связанных с образованием или разрушением химических соединений, для жидкостей, в разрыве химических связей макромолекул, полимерных или олигомерных цепей. Смысл термина активация состоит в придании, за счет

47

протекания этих явлений, обрабатываем материалам не обычных, не характерных для них в стандартных состояниях свойств. Активация материалов осуществляется за счет высокого энергетического воздействия. Величина поля механического нагружения может колебаться в пределах от 350 до 700 g [7]. Технической установкой реализующей данный процесс является дезинтегратор. Этот аппарат относится к устройствам ударного действия, состоит из станины, на которой монтируются два электродвигателя, соединенные с помощью муфты сцепления и ременной передачи с валами промежуточного подшипникового узла. На концах валов закреплены ротора, оборудованные специальными дисками с рядами победитовых наконечников, заключенные в рабочую камеру, также смонтированную на станине. Прохождение обрабатываемого материала по системе каналов, через вращающиеся в противоположных направлениях с большой скоростью диски роторов, обеспечивает его активацию. Степень активации регулируется скоростью вращения дисков. Механизм активации в дезинтеграторе заключается в передаче обрабатываемому материалу ряда мощных импульсов механической энергии с малыми промежутками между чередующимися ударами, что приводит к накоплению в активируемом материале определенного количества энергии, способной вызывать в нем изменения химических, физических и технологических характеристик. Аккумулируемая таким образом в материале энергия изменяет его свойства. Характер влияния механоактивации на ЛСТ будет носить сложный характер, поэтому, для упрощения анализа, целесообразно предположить, что такое воздействие будет складываться из двух составляющих: воздействие непосредственно на олигомерные цепи лигносульфоната и на растворитель – воду. Как было показано ранее ЛСТ, как технический объект, представляют собой водный раствор лигносульфоновых кислот, с содержанием растворителя – воды в количестве 48–60%. По-этому, необходимо учитывать как изменение состояния структурных образований лигносульфонатов, так и изменение состояния растворителя. Известно, что обработка воды в дезинтеграторе приводит к изменениям в ее нано- и примесной струк-

48

турах, это приводит к изменению ее физико-химических свойств, в частности возрастает теплота смачивания, повышается рН, уменьшаются плотность и жесткость. Механизм активации ЛСТ изучен не достаточно, но, зная их природу и проводя параллели с теоретическими представлениями о механоактивации жидких сред, можно предположить: – при дезинтеграции в первую очередь будет происходить разрушение, вернее разукрупнение, высокомолекулярных структурных составляющих ЛСТ; – разукрупнение высокомолекулярных структурных составляющих будет приводить к появлению активных центров, склонных структурироваться с образованием кооперативных донорно-акцепторных связей; – подбор определенных режимов обработки может вызвать разрушение химических связей олигоменных цепей лигносульфоновых кислот, что инициирует образование активных, химически высокореакционных, центров в виде свободных радикалов; – обработка приведет к изменению параметров состояния материала, поскольку, вероятно, в результате воздействия больших механических энергий происходит разрушение существующей реальной структуры жидкой среды, что в свою очередь может явиться причиной изменения ее свойств; – влияние растворителя, так же не возможно не учитывать, а это значит, что активация примесной структуры воды приведет к образованию электрически активных кластеров или микроколлоидных частиц, которые после своего образования могут влиять на микроскопические свойства системы в целом, а при отверждении выступать в качестве центров инициирования процессов структурообразования. С точки зрения термодинамических представлений, исходная жидкая среда, к которой относятся лигносульфонатные связующие, имеет капельную или доменную структуру, на границах которых локализуются низкомолекулярные фракции, поверхностно-активные вещества, примеси, в результате чего возникает, так называемое, «внутреннее давление», определяемое размером домена, особенностями конфигурации установившейся структуры и величиной граничной энергии зависящей от природы жидкости. Это давление существенно влияет на макроско-

пические свойства жидкой системы: теплоту смачивания, вязкость, плотность – что, в данном случае, во многом определяет связующую способность материала (распределение связующего по объему смеси, толщина пленок на поверхности наполнителя, адгезия, контактная прочность и т. д.). При механообработке доменная структура жидкости разрушается, она приобретает гомогенное, «монокристаллическое» строение. Низкомолекулярные фракции и примеси равномерно распределяются по объёму среды, внутреннее давление минимально. Такое состояние предопределяет образование структурнооднородных и более прочных полимерных матриц при отверждении. Это позволяет говорить, что теоретически механоактивация может быть эффективным инструментом изменения (улучшения) свойств лигниносодержащих материалов. Подобная обработка, проведенная на целом ряде связующих материалов, позволяет выявить определенные устойчивые и повторяющиеся закономерности и сделать следующие выводы: 1. Прослеживается общая тенденция увеличения связующей способности органических литейных связующих при их дезинтеграторной обработке, в частности это характерно для связующих – ЛСТ, УСК, КО .

2. Механохимическая активация связующего ЛСТ в УДА-установках увеличивает его связующую способность до 20 %, однако при этом наблюдается некоторое повышение осыпаемости технологической пробы, которая может быть нормализована варьированием различных режимов отверждения или введением специальных добавок.

3. Применение в составе стержневой смеси активированного связующего УСК позволило увеличить ее прочность до 2,09 МПа, т. е. в 1,27 раза.

4. Повышение связующей способности у механоактивированных органических связующих объясняется их повышенной реакционной способностью, за счет образования в структуре различных активных центров.

5. Обработка в дизинтеграторной установке связующего УСК вызвала уменьшение длины углеродной цепи на 19 %, что непосредственно сказалось на его молекулярной массе, которая с повышением режима активации также уменьшилась.

Компрессорное и энергетическое машиностроение №4 (42) декабрь 2015

6. Пластическая вязкость механоактивированного связующего УСК с увеличением режима активации возрастает, причем многократная активация, в частности 5-ти кратная, способна повысить вязкость данного органического связующего на 30 %.

7. Учитывая малую энергоемкость механохимической активации в УДА-установках, следует признать перспективность ее применения для повышения технологических свойств органических литейных связующих. Таким образом, по предварительным оценкам, реализация предложенного подхода позволит сократить содержание дорогостоящего и экологически опасного ресурса – органического связующего в смеси на 15–25 %. Полученные результаты могут быть формализованы в виде трех основных вариантов технических решений (см. табл. 1–3).

1. Для технического решения при использовании метода модифицирования; 2. Для технического решения с комбинацией использования методов модифицирования и механоактивации; 3. Для технического решения с использованием механической обработки. Приведенные в таблицах варианты технических решений могут быть реализованы в разнообразных производственных процессах, где применяются в том или ином виде связующие материалы. По причинам защиты окружающей среды и

экономической целесообразности особое внимание уделять связующим композициям получаемых на основе лигносульфонатных материалов. Предложенные варианты позволяют быстро и без каких-либо существенных дополнительных затрат реализовать в реальном производстве рекомендации по табл. 1. В тоже время, варианты, приведенные в табл. 2 и 3 требуют дополнительных вложений – покупка дизинтеграторных установок, окупаемость которых может колебаться от одного года до трех, в зависимости от объемов производства и специфики литья, а также видов связующих применяющихся в данном технологическом процессе. Выводы На основании проведенных исследований установлено, что теоретическая основа применение прогрессивных методов обработки связующих материалов базируется на возможности управления процессами структурообразования лигносульфонатных связующих направленных на улучшения их свойств, в частности связующей способности и удельной прочности. Преимущество данных методов состоит в том, что возможно избирательные структурные изменения связующего для обеспечения требуемых, наперед заданных прочностных показателей изделия. При этом модифицирование реализует задачу привнесения в состав связующего компонентов функционально обеспечивающих поперечную сшивку олигомерных цепей лигносульфонатных материалов, а меха-

ноактивация создание активных центров инициирующих и облегчающих этот процесс. Таким образом, инструментами регулирования и управления процессами структурообразования могут выступать методы механоактивации и модифицирования. Экологичность технологии обеспечивается применением экологически чистых исходных материалов, к которым относятся все лигносульфонатные вещества, в частности ЛСТ. Приведенные практические рекомендации могут быть использованы в технологических процессах производства литейных стержней отверждаемых конвективной сушкой. В частности для технологии производства стержней отопительного радиатора, а также для производства чугунного фасонного литья. Комбинация использования методов модифицирования и высокоэнергетической механоактивации (см. табл. 2) может быть применена в технологии производства стержней раструба для производства чугунных напорных труб, которые изготавливаются по нагреваемой оснастке (в горячих ящиках). В этом случае, активные центры образованные в связующем (в ЛСТ), вследствие механообработки, будут выступать в качестве инициирующих активных центров процесса формирования трехмерного сетчатого полимера, обеспечивающего высокие интегральные характеристики прочности литейного стержня.

Таблица 1. Рекомендации по практическому применению методов модифицирования и механообработки ЛСТ для получения эффективных связующих композиций для технического решения при использовании метода модифицирования № операции

1

Назначение операции

Подготовка исходных материалов

Содержание операции

Параметры проведения

1) прогрев ЛСТ

75–80 °С

2) прогрев модификатором

45–50 °С

3) взвешивание в необходимых пропорциях

92 % ЛСТ 8 % НПАВ

Дозировка

Смешивание подготовленных компонентов

65–70 °С

3

Выдержка композиции

Протекание процессов гомогенизации полидисперсного состава композиции ЛСТ – НПАВ, сопровождаемых объёмным агреготированием материала

4

Подача композиции на эксплуатацию

Применение в качестве связующего материала

2

65–70 °С В соответствии с регламентом технологического процесса

49

Таблица 2. Рекомендации по практическому применению методов модифицирования и механообработки ЛСТ для технического решения с комбинацией использования методов модифицирования и механоактивации № операции

Назначение операции

1

Подготовка исходных материалов и оборудования

2

Содержание операции

Дезинтеграторная обработка

Параметры проведения операции

1) прогрев ЛСТ 2) подготовка, настройка на рабочие параметры дизинтеграторной установки

40 °С

Подача ЛСТ в дезинтеграторную установку, осуществление процесса механообработки, формирование в структуре ЛСТ активных центров

При температуре 25–30 °С и частоте вращения 12000 об/мин

Операции 3, 4, 5, 6 в соответствии с табл. 1

Таблица 3. Рекомендации по практическому применению методов модифицирования и механообработки ЛСТ для технического решения с использованием механической обработки № операции

Назначение операции

1

Подготовка исходных материалов и оборудования

Параметры операции

1) прогрев ЛСТ 2) подготовка, настройка на рабочие параметры дезинтеграторной установки

40 °С

2

Дезинтеграторная обработка

Подача ЛСТ в дезинтеграторную установку, осуществление процесса механообработки, формирование в структуре ЛСТ активных центров

3

Подача композиции к использованию

Применение в качестве связующего

Активное применение методов модифицирования и высокоэнергетической механообработки связующих и в частности ЛСТ на региональных предприятиях позволяет улучшить экологическую обстановку как на самом производстве, так и в районах его функционирования, за счет полного или частичного устранения из технологического цикла потенциальных источников вредных выбросов – смоляных и масляных связующих. За счет сокращения объемов применения связующих материалов на 15–25 % снизить ресурсоемкость производства. Список литературы: 1. Фейнгольд М. И. Перспективы получения и использования технических лигносульфонатов / М. И. Фейнгольд // Тезисы доклада конференции «Формовочные и стержневые смеси с органическими связующими материалами в

50

Содержание операции

литейном производстве». – К.: Общество «Знание», Украина, 1993. – С. 6–8.

2. Свинороев Ю. А. Применение прогрессивных методов обработки литейных связующих как инструментария для снижения ресурсоёмкости технологических процессов и решения производственно-экономических проблем региональных предприятий / Ю. А. Свинороев // Вестник Восточноукраинского национального университета имени Владимира Даля. – 2009. – № 2 (132). – С. 362–371.

3. Свинороев Ю. А. Теоретические предпосылки разработки новых экологически чистых связующих на основе технических лигносульфонатов для фасонного литья в производстве деталей машин пищевой промышленности / Ю. А. Свинороев // Вестник Восточноукраинского национального университета имени Влади-

При температуре 25–30°С и частоте вращения 12000 об/мин

Применить в течение 24 ч с момента обработки в соответствии с регламентом

мира Даля. – 2005. – № 11 (93). – С. 186–189.

4. Діагностика безпеки розвитку потенціалу підприємства: монографія / [О. В. Родіонов, Ю. С. Свинороєв та ін.]. – Луганськ: Вид-во «Ноулідж», 2012. – 292 с.

5. Инженерная экология литейного производства: Учебное пособие / [А. Н. Болдин, А. И. Яковлев, С. Д. Тепляков]; под общ. ред. А. Н. Болдина. – М.: Машиностроение, 2010. – 352 с.

6. Смолко В. А. Физико-химические процессы формирования структуры и прочностных свойств литейных форм и стержней из песчаных смесей : Автореф диссертации на соискание ученой степени д-ра техн. наук: 05.16.04 «Литейное производство » / В. А. Смолко. / Челябинск, 1996. – 31 с.

7. Симионеску К. Механохимия высокомолекулярных соединений / Симионеску К., Опреа К. – М.: Мир, 1970. – 358 с.

Компрессорное и энергетическое машиностроение №4 (42) декабрь 2015

Технический контроль

УДК 621.9.06.004(075.8)

Н. А. Зенкин, д-р техн. наук, проф.; А. С. Зенкин, д-р техн. наук, проф.; Е. А. Басок, студент (Киевский национальный университет технологий и дизайна, г. Киев, Украина)

Контрольно-диагностическая аппаратура для определения микротрещин на поверхности деталей и узлов На основании комплексных результатов теоретических и экспериментальных исследований установлена взаимосвязь поверхностного потенциала от металлофизических поверхностных слоев металла, разработана методика оценки качества нагруженных деталей и узлов изделий машиностроения, которая обеспечивает минимальные потери вероятности обнаружения локальных структурно-фазовых неоднородностей и их выделение из совокупности влияющих факторов. Ключевые слова: машиностроение, деталь, качество, микротрещина, разрушение. На підставі комплексних результатів теоретичних й експериментальних досліджень встановлений взаємозв'язок поверхневого потенціалу від металофізичних поверхневих шарів металу, розроблена методика оцінювання якості навантажених деталей і вузлів виробів машинобудування, яка забезпечує мінімальні втрати вірогідності виявлення локальних структурно-фазових неоднорідностей та їх виділення з сукупності впливаючих чинників. Ключові слова: машинобудування, деталь, якість, мікротріщина, руйнування.

Based on the results of complex theoretical and experimental studies the interrelation of the surface potential of the surface layers of metal metallophysical, developed a method of assessing the quality of parts and assemblies loaded engineering products, which ensures minimal loss probability of detection of local structural phase inhomogeneities and their isolation from the set of influencing factors.

Keywords: mechanical engineering detail, quality, hair crack, destruction.

Введение Среди показателей качества продукции важное место занимают показатели ее надежности (безотказности, долговечности, сохраняемости, ремонтопригодности). Наличие или появление дефектов, что возможно на любой стадии жизни продукции (объектов), отрицательно сказывается на показателях надежности данной продукции. В настоящее время ремонт целого ряда ответственных изделий промышленного оборудования затруднен из-за отсутствия достоверной информации о реальном состоянии их поверхностного слоя. Между тем, зарождение и развитие опасных дефектов, приводящих к разрушению деталей, происходит как раз в их поверхностном слое на глубине до 10 мкм. Очевидно, что своевременное их обнаружение на стадии предразрушения поверхности, позволит не только избежать отказов, но и значительно расширить возможности по реализации стратегии эксплуатации и ремонта дорогостоящих изделий ма-

шиностроения по критерию – ​его технического состояния. Одним из методов неразрушающего контроля поверхностных слоев металлических деталей является энергетический метод обнаружения стадии предразрушения, основанный на использовании эффекта низкотемпературной электронной эмиссии в локальных зонах металлической поверхности деталей, характеризующейся высоким уровнем структурно-фазовых неоднородностей. Изменение уровня структурно-фазовой неоднородности позволяет судить о стадии предразрушения. Эта неоднородность может быть зарегистрирована с помощью локальных измерений разности потенциалов, называемой поверхностным потенциалом. Измерение поверхностного потенциала связано со смещением из равновесного состояния узлов кристаллической решетки поверхностного слоя металла, вызывающим поверхностный изгиб энергетических зон. В работах [1–4] отражены результаты исследований по обнаружению стадии предразрушения

поверхности деталей путем использования аппаратуры, функционирующей на основе энергетического метода – ​использование измерений эффекта низкотемпературной эмиссии в локальных зонах металлической поверхности. Результаты исследований опытно-промышленной установки показали, что возможно осуществить определение относительной микродеформации в диапазоне 0,5 × 10(–3) – 1,0 × 10(–2) в поверхностном слое толщиной от 0,1 до 10 мкм на ранних стадиях образования структурно-фазовых неоднородностей поверхности нагруженных деталей. Таким образом, объектом контроля является микродеформации кристаллической решетки, поверхностного слоя материала. Целью исследований является повышение надежности деталей машиностроительных изделий путем технической реализации локальных измерений структурно-фазовых неоднородностей металлической поверхности в составе комплекса обработки многопараметрической информации, на основе создания контрольно-диагностической аппаратуры.

51

Основная часть На основе принципов оптимального синтеза параметров объекта контроля, полученных с помощью системы дискриминирующих измерителей, разработан алгоритм обработки информации о структурно-фазовой неоднородности металлической поверхности [5]. Данный алгоритм состоит из следующих этапов. Этап 1. Создание модели объекта контроля – ​определяются проекции микродеформации кристаллической решетки. Этап 2. Составление уравнения движения объекта контроля – ​определяются функции диффузии фазы раздела «объект контроля – ​пространство состояний». Этап 3. Создание модели канала наблюдения – ​математически описывается наблюдаемый сигнал через суммарное значение величины разности поверхностных потенциалов. Этап 4. Описание парциальных наблюдаемых значений сигналов – ​ описываются парциальные наблюдаемые значения сигналов и парциальные ожидаемые значения разности поверхностных потенциалов. Этап 5. Описание канала обнаружения микродеформаций – ​с помощью неравенств, которым должно удовлетворять значение разности поверхностного потенциала описывают канал обнаружения микродеформаций параметра кристаллической решетки на металлической поверхности. Этап 6. Описание канала дискриминирования – ​с помощью соответствующих уравнений ошибки дискриминирования и ожидаемого значения разности поверхностного потенциала описывают канал дискриминирования. Этап 7. Составление уравнений значений разности поверхностного потенциала по осям – ​для значений микродеформаций кристаллической решетки по осям составляют систему уравнений. Этап 8. Определение весовых коэффициентов – ​определяются весовые коэффициенты, влияющие на значения разности поверхностного потенциала. Методика обнаружения недопустимой микродеформации Обнаружение недопустимой микродеформации выполняется непосредственно оператором после того, как на экране дисплея, в процессе

52

сканирования сенсором, сформировалось цветное изображение распределения потенциалов по поверхности металла. Вся совокупность потенциалов сгруппирована в десяти диапазонах, каждому из которых поставлен в соответствие определенный цвет. Желто-красный цветовой диапазон указывает на недопустимые микродеформации поверхностного слоя. В начале, оператор выполняет только качественную оценку – ​обнаруживает деформацию и получает предварительную информацию о величине деформации, руководствуясь цветом, окрашивающим участок экрана. Эта процедура позволяет установить расположение локальной или протяженной зоны с большими деформациями. В процессе получения тестовой информации об исследуемой поверхности с помощью аппаратуры регистрируется положение условной точки поверхности в координатном пространстве. Измеренные значения проекций микродеформаций позволяют наблюдать характер объемных деформаций тонкого поверхностного слоя реальных деталей, а также определить реальное распределение деформаций, которое может сильно отличаться от расчетного. Механизм разрушения поверхностных слоев металлических материалов известен – ​в начале происходит накопление искажений в кристаллической решетке до некоторой кристаллической величины, а затем начинается процесс разрушения. Наступление критического момента развития разрушения оценивается по изменению параметров микродеформации по осям нагружения. Для оценки стадии предразрушения металлической поверхности деталей, воспринимающих циклически изменяющиеся нагрузки, целесообразно использовать критерий: εxt≈ε(xд оп); εyt≈εудоп, где εхдоп, εудоп – ​допустимое значение; εxt, εyt – ​текущее значение микродеформации по осям. До момента эксплуатации, пока выполняются эти условия, происходит нормальное расходование ресурса конструкции. С целью определения появления предразрушения материала конструкции, необходимо проводить периодическую диагностику, которая должна обеспечивать определение момента уменьшения деформаций в процессе эксплуата-

ции. Дальнейшая эксплуатация изделия приводит к образованию трещин и разрушению [6]. На рис. 1 представлена характеристика комплекса контрольной аппаратуры, которая может быть применена как для контроля качества финишной обработки деталей, так и для выявления стадии предразрушения. Вывод В результате проведенных исследований определены пути технической реализации локальных измерений структурно-фазовых неоднородностей металлической поверхности в составе комплекса обработки многопараметрической информации, что ведет к созданию контрольно-диагностической аппаратуры, а также, с целью метрологического обеспечения контроля качества состояний металлических деталей изделия. Определены статистические зависимости поверхностного потенциала от основных механических факторов, что позволяет формально конкретизировать алгоритмы программного решения задач и выделить неоднородности из совокупности факторов, действующих в тонких поверхностных слоях металла. Установлено, что совокупность принципов, методов и средств поиска и обнаружения дефектов или, иными словами, организация диагностики машин при их изготовлении и эксплуатации составляет основу диагностического аспекта надежности. Список литературы: 1. К у з н е ц о в І . Б . О ц і н к а функціональних можливостей вимірників енергетичних параметрів і обґрунтування можливості застосування для діагностики напружено-деформованого стану, поверхневих шарів металів / І. Б. Кузнецов, М. А. Зенкін // Вимірювання та обчислювана техніка в технологічних процесах. – 1998. – № 4. – ​С. 156–160.

2. З е н к і н М . А . Е н е р г е т и ч ний метод сенсорної діагностики стадії передруйнування поверхні металевих деталей і вузлів машинобудування, апаратура для його реалізації / М. А. Зенкін, І. Б. Кузнецов // Вимірювання та обчислювальна техніка в технологічних процесах. – 1999. – № 3. – С. 65–67.

Компрессорное и энергетическое машиностроение №4 (42) декабрь 2015

Рис. 1. Основные характеристики комплекса контрольной аппаратуры 3. Зенкін М. А. Основні принципи побудови системи енергетичного контролю локальних неоднорідностей металевої поверхні / Зенкін М. А., Кузнецов І. Б., Бодак Ю. І. // Вестник Национального технического университета Украины «Киевский политехнический институт». Серия «Машиностроение». – 2000. – № 39. – ​С. 93–97.

4. Зенкін М. А. Обґрунтування вибору зміцнюючих покриттів відповідальних деталей машин / М. А. Зенкін, І. Ю. Василенко // Вісник «Київського національного університету технологій і дизайну». – 2012. – № 6 (68). – ​С. 69–76.

5. Кондратьев В. С. Оптимальный синтез измерителей параме-

тров неразрушающего контроля / В. С. Кондратьев, А. А. Санников // Дефектоскопия. – 1990. – № 5. – ​ С. 35–47.

6. Рудзит Я. А. Основы метрологи, точности и надежности в приборостроении / Я. А. Рудзит, В. Н. Плуталов. – ​ М.: Машиностроение, 1991. – 304 с.

53

Памяти Сергея Сергеевича Серикова

Прошло 50 лет с того времени, как умер С. С. Сериков. В течение этих 50-ти лет группа 10–15 человек ветеранов СКБ ПН, вместе с представителями новых поколений насосников, встречается на могиле Сергея Сергеевича и его жены – незабвенной Нины Ивановны. Это происходит ежегодно при любой погоде в день смерти Серикова 7 ноября. Встречи лишены каких-либо атрибутов официальности: ни пригласительных билетов, ни повестки дня… Люди собираются по зову сердца, чтобы почтить светлую память создателя СКБ Питательных насосов и его фактического руководителя, вспомнить молодость (все были на 50 лет моложе), атмосферу творческой увлеченности, доброжелательности и взаимопомощи, царившую в коллективе. Ветераны вспоминают подробности своего общения с Сергеем Сергеевичем, вспоминают о том влиянии, которое он оказал на их дальнейшую жизнь. А начиналась эпоха С. С. Серикова в 1956 году, когда по его инициативе в Сумах было создано Специальное конструкторское бюро питательных насосов

54

(СКБ ПН), со временем реорганизованное во Всесоюзный научно-исследовательский институт атомного и энергетического насосостроения (ВНИИАЭН). Основной задачей СКБ ПН была разработка насосного оборудования для бурно развивающейся теплоэнергетики. Достаточно напомнить, что с 1951 по 1975 годы выработка электроэнергии на тепловых станциях увеличилась в 11,5 раз за счет строительства энергоблоков большой мощности. В 1965 году введены в эксплуатацию первые 12 блоков по 300 МВт, в 1967 году на Назаровской ГРЭС введен первый энергоблок мощностью 500 МВт, а в 1968 году на Славянской ГРЭС – ​первый

энергоблок 800 МВт. Все турбины мощностью 300 и более МВт работали на сверхкритических параметрах пара: давление 24 МПа, температура 565 °С. Для новых энергоблоков требовались насосы, прежде всего питательные, с невиданно высокими на то время рабочими параметрами. Такие насосы создавались впервые, без подходящих аналогов. Разработка конструкций, изготовление и доводка опытных образцов, промышленные испытания и организация промышленного производства – ​ все это ложилось на плечи вновь созданного СКБ. А готовых кадров не было. За первые 3–4 года численность

Компрессорное и энергетическое машиностроение

№4 (42) декабрь 2015

сотрудников СКБ достигла примерно 60-ти человек, в основном молодых специалистов, выпускников машиностроительных вузов Москвы, Ленинграда, Харькова, Киева. Отсутствие знаний и опыта компенсировалось избытком энергии и желанием делать полезное и нужное стране дело. Чтобы пробудить это желание и направить неуправляемую энергию в нужное русло требовались талант и обаяние С. С. Серикова. В воспитании молодежи он пользовался самым эффективным, ныне мало популярным методом – ​методом личного примера. Он покорял интеллигентностью, научной и инженерной интуицией, юношеской увлеченностью и полной самоотдачей в постановке и решении казалосьбы непосильных задач. Молодежь старалась следовать его примеру и работала не жалея сил и времени. Сказывалось также благотворное влияние наступившей кратковременной оттепели, пробудившей слабую надежду, что человек не червь и не винтик, и при достаточном желании может быть свободной, творческой личностью. Благодаря таланту С. С. Серикова за короткий период в СКБ ПН разработаны и переданы на Насосный завод для изготовления чертежи питательных насосов для паротурбинных блоков на различные давления пара, нефтяных магистральных насосов с подачей до 12500 м3/час, насосов законтурного обводнения нефтегазовых пластов. На пути каждого нового проекта – ​м ножество проблем: экономичная проточная часть, форма напорной характеристики, лопаточная частота, кавитация, вибрации и уплотнения роторов, осевой сдвиг, вибрации

ПТ 450–385, вибрации черпака и пенообразование гидромуфты ГМ‑5000, прочность корпусов насосов НМ, сменные роторы и др. Каждая из подобных проблем представляет отдельную научноисследовательскую работу. Все их Сергей Сергеевич пропустил через свое сердце и свой мозг. Его рабочий день начинался в 7:30–8:00 на испытательной станции СНЗ, где располагались исследовательские стенды СКБ ПН, и где бригада слесарей-золотые руки воплощала в металл или в АСТ1 задумки инженеров, рожденные в процессе проведения и анализа экспериментов. Лишь после детальной проверки та или иная идея либо принималась, либо отклонялась. С. С. Сериков принадлежал к тем редким специалистам, которые сочетают в себе качества инженера и ученого. Ученик одного из основоположников теории гидромашин члена корреспондента АН СССР Н. И. Вознесенского, он добивался научного обобщения экспериментальных результатов и, одновременно, использования уже накопленных научных знаний для выбора оптимальных конструкторских решений при создании новых машин. Уже в 1960 году на Научной межвузовской конференции в Ленинграде «Основные вопросы современного гидромашиностроения», организованной проф. А. А. Ломакиным, от СКБ ПН было представлено два доклада. С одним из них, «Рабочие органы питательных насосов быстроходностью n s = 100», вызвавших большую заинтересованность слушателей, выступил С. С. Сериков. Тезисы докладов конференции опубликованы отдельным изданием. В № 5 науч-

но-техническом журнале «Энергомашиностроение» за 1960 год в соавторстве с С. С. Сериковым вышла статья по исследованиям вибраций роторов питательных насосов. В 1963 году СКБ ПН получило первое Авторское свидетельство на изобретение № 152108 – ​«Устройство для измерения давления в любой точке щелевого уплотнения». Сотрудником СКБ ПН в 1964 году защищена первая в Сумах диссертация на соискание ученой степени кандидата технических наук. В том же 1964 году на базе СКБ ПН и Насосного завода проходило очередное совещание по энергетическому насосостроению. Присутствовавший на нем крупнейший специалист по гидромашинам проф. С. С. Руднев, ознакомившись с разработками СКБ ПН, предложил С. С. Серикову защищать кандидатскую диссертацию по результатам выполненных исследований в специализированном совете МВТУ им. Баумана, но неожиданная смерть этому помешала. Таким образом, благодаря С. С. Серикову СКБ ПН было первой в Сумском регионе научно-исследовательской организацией, предопределявшей пути развития насосостроения в стране. Одновременно оно явилось основным поставщиком высококвалифицированных кадров для других предприятий и организаций, которые начали появляться в Сумах: ВНИИКомпрессормаш, СКБ ТХМ, СфХПИ и др. Можно смело утверждать, что Сергей Сергеевич Сериков и созданное им СКБ ПН сыграли решающую роль в становлении г. Сум как одного из признанных мировых центров насосного и компрессорного машиностроения.

Прошло 50 лет, многое изменилось. Неизменной осталась благодарная память о ЧЕЛОВЕКЕ, УЧИТЕЛЕ, УЧЕНОМ, ИНЖЕНЕРЕ.

Д-р техн. наук, проф. В. А. Марцинковский, Редакционная коллегия журнала.

1АСТ

– анастигмат самотвердеющий технический материал в виде порошка, в очищенном виде используется в стоматологии как пломбировочный материал.

55

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 №4 (42) декабрь 2015