Машиноведение by Донецкий политехник (Донецкий национальный технический университет)

ГОСУДАРСТВЕННОЕ ОБРАЗОВАТЕЛНЬОЕ УЧЕРЕЖДЕНИЕ ВЫСШЕГО ПРОФЕССИОНАЛЬНОГО ОБРАЗОВАНИЯ «ДОНЕЦКИЙ НАЦИОНАЛЬНЫЙ ТЕХНИЧЕСКИЙ УНИВЕРСИТЕТ» УНИВЕРСИТЕТ» ФАКУЛЬТЕТ ИНЖЕНЕРНОЙ МЕХАНИКИ И МАШИНОСТРОЕНИЯ

Материалы Вузовской научно-практической конференции молодых ученых, аспирантов и студентов по направлению

«МАШИНОВЕДЕНИЕ»

Донецк – 2019

ГОСУДАРСТВЕННОЕ ОБРАЗОВАТЕЛНЬОЕ УЧЕРЕЖДЕНИЕ ВЫСШЕГО ПРОФЕССИОНАЛЬНОГО ОБРАЗОВАНИЯ «ДОНЕЦКИЙ НАЦИОНАЛЬНЫЙ ТЕХНИЧЕСКИЙ УНИВЕРСИТЕТ» ФАКУЛЬТЕТ ИНЖЕНЕРНОЙ МЕХАНИКИ И МАШИНОСТРОЕНИЯ

Материалы Вузовской научно-практической конференции молодых ученых, аспирантов и студентов по направлению

«МАШИНОВЕДЕНИЕ»

Донецк – 2019

УДК 621.81 Материалы вузовской научно-практической конференции молодых ученых, аспирантов и студентов по направлению «Машиноведение» . Донецк: ДонНТУ, 2019.- 58 с. В материалах конференции освещены прогрессивные принципы проектирования и изготовления машин и механизмов, рассмотрены системы автоматизированного проектирования деталей машин и аспекты использования вычислительной техники в курсовом и реальном проектировании, а также раскрыты современные направления развития методики преподавания дисциплин механического цикла. В подготовке материалов конференции участвовали студенты. Материалы конференции могут быть полезными для преподавателей, студентов, аспирантов, научных и инженерно-технических работников машиностроительного производства. РЕДКОЛЛЕГИЯ: отв. редактор

проф. д.т.н. Нечепаев В.Г.

ОРГАНИЗАЦИОННЫЙ КОМИТЕТ: проф. д.т.н. Нечепаев В.Г., доц., к.т.н. Клименко И.В.., ст.препод. Голдобин В.А. (ответственный секретарь) ЧЛЕНЫ ОРГКОМИТЕТА: доц. к.т.н. Кучер В.С., доц. к.т.н. Стойко В.П., доц. Матеко П.М. Статьи публикуются в авторской редакции, ответственность за качество материала возлагается на авторов. Конференция проведена на базе ГОУВПО «Донецкий национальный технический университет» (г. Донецк) 3 июня 2019 г.

Адрес редакционной коллегии: ДНР, 83001, г. Донецк, ул. Артема, 58, ДонНТУ, кафедра ОПМ. Тел.: (062) 301-08- 35, 301-08- 81 Е-maіl: opm@mech.donntu.org http://www.kopm.fimm.donntu.org/

УВАЖАЕМЫЕ КОЛЛЕГИ! Организационный комитет вузовской научно-практической конференции “Машиноведение” рад приветствовать ее участников: представителей промышленных предприятий, научно-исследовательских организаций, преподавателей, аспирантов и студентов учебных заведений. На этой встрече основное внимание было уделено обсуждению проблем машиноведения, развития новых технологий и технологического оборудования в машиностроении, новым технологиям обучения дисциплинам механического цикла, использованию вычислительной техники в процессе обучения, при курсовом и дипломном проектировании, внедрению прогрессивных методов проектирования машин и механизмов, и другим вопросам, связанным с общим машиностроением. Проведение конференции позволило наметить основные ориентиры сотрудничества, определить актуальные задачи совершенствования учебного процесса в условиях бурно развивающегося технического прогресса. Приоритетной задачей является привлечение талантливой студенческой молодежи к научной деятельности, пробуждение творческой активности. Оргкомитет выражает надежду, что наши встреча будут способствовать развитию сотрудничества технических вузов, НИИ и промышленных предприятий, разработке совместных проектов, улучшению качества преподавания и обучения. ОРГАНИЗАЦИОННЫЙ КОМИТЕТ

СОДЕРЖАНИЕ Голдобин В.А. УСТРОЙСТВО ДЛЯ НЕПРЕРЫВНОГО ЛИТЬЯ ТРУБНОЙ ЗАГОТОВКИ 6 Голдобин В.А., Глущенко Д.А., Слободчуков В.М. ПРОЧНОСТНОЕ ОБОСНОВАНИЕ МЕХАНИЗМА ПРИВОДА ВРАЩАТЕЛЬНОГО ДВИЖЕНИЯ ЗВЕНЬЕВ МАНИПУЛЯТОРА ПРОМЫШЛЕННОГО РОБОТА ТИПА РПМ-25 9 Голдобин В.А., Мамолат А.Г. РАЗРАБОТКА КОМПЛЕКСНОЙ МЕТОДИКИ ПРОЧНОСТНОГО РАСЧЕТА ПЛАНЕТАРНОГО РЕДУКТОРА ОКОМКОВАТЕЛЯ В СРЕДЕ САПР APM WinMachine 12 Клименко И.В., Бобров В.С. АНАЛИЗ ТЕМПЕРАТУРНЫХ И СТРУКТУРНЫХ ИЗМЕНЕНИЙ В МЕТАЛЛЕ ПРИ АСИММЕТРИЧНОЙ ПРОКАТКЕ 17 Клименко И.В., Хлебченко В.И. АНАЛИЗ ЗАВИСИМОСТЕЙ МЕЖДУ КОНТАКТНЫМИ НАПРЯЖЕНИЯМИ И СИЛОВЫМИ ПАРАМЕТРАМИ ОЧАГА ДЕФОРМАЦИИ ПРИ 22 АСИММЕТРИЧНОЙ ПРОКАТКЕ Матеко П.М., Близнюков А.В. ИССЛЕДОВАНИЕ ВЛИЯНИЯ ТВЕРДОСТИ РАБОЧИХ ПОВЕРХНОСТЕЙ ЗУБЬЕВ ЗУБЧАТЫХ КОЛЕС НА ГАБАРИТНЫЕ РАЗМЕРЫ РЕДУКТОРА 30 Матеко П.М., Голдобин В.А. ПОВЫШЕНИЕ НАГРУЗОЧНОЙ СПОСОБНОСТИ ПРЕССОВОГО СОЕДИНЕНИЯ 36 Нечепаев В.Г., Глущенко Д.А. АНИМАЦИОННЫЕ МОДЕЛИ МЕХАНО- ГИДРОДИНАМИЧЕСКИХ СИСТЕМ ВЫГРУЗКИ УГЛЯ ОЧИСТНЫХ КОМБАЙНОВ ДЛЯ ТОНКИХ ПОЛОГИХ ПЛАСТОВ 40 Нечепаев В.Г., Слободчуков В.М. СОВЕРШЕНСТВОВАНИЯ СТРУКТУРЫ ТЕХНОЛОГИЧЕСКИХ ОПЕРАЦИЙ АВТОМАТИЗИРОВАННОГО ПРОИЗВОДСТВА НА ОСНОВЕ КОМПЛЕКСНОГО ИСПОЛЬЗОВАНИЯ СОТС 44

Семаш Я.С., Стойко В.П., Цыхмистро Е.С. МЕТОДИКА ОПРЕДЕЛЕНИЯ КОЭФФИЦИЕНТА ПОЛЕЗНОГО ДЕЙСТВИЯ ПЛАНЕТАРНОГО МЕХАНИЗМА 49 Хлебченко В.И., Моисеенко А.В., Кучер В.С., Цыхмистро Е.С. КИНЕМАТИЧЕСКОЕ ИССЛЕДОВАНИЕ СТЕРЖНЕВОГО МЕХАНИЗМА С ТРЕХПОВОДКОВОЙ ГРУППОЙ 52

УСТРОЙСТВО ДЛЯ НЕПРЕРЫВНОГО ЛИТЬЯ ТРУБНОЙ ЗАГОТОВКИ Голдобин В.А. (ДонНТУ, г. Донецк) Способ непрерывного литья трубной заготовки, включающий подачу жидкого металла в кольцевой зазор между кристаллизатором и дорном, периодическое вытягивание затвердевающей заготовки и возвратнопоступательное перемещение дорна, при этом дорн перемещают в направлении, противоположном вытягиванию заготовки, отличающийся тем, что возвратно-поступательное перемещение дорну сообщают с частотой, равной частоте вытягивания заготовки, и амплитудой, равной 0,1...1.0 шага ее вытягивания, при этом вытягивание заготовки осуществляют после остановки дорна, а его возвратное перемещение - в период вытягивания заготовки. Изобретение относится к металлургии и может быть использовано при производстве тонкостенной трубной заготовки, например для подшипников скольжения из цветных и черных металлов и сплавов методом вертикального непрерывного литья. Известен способ непрерывного литья трубной заготовки, включающий подачу жидкого металла в кольцевой зазор между кристаллизатором и дорном, периодическое вытягивание затвердевающей заготовки и возвратно-поступательное перемещение дорна в направлении, противоположном вытягиванию заготовки [1]. Однако это техническое решение не позволяет решить поставленную техническую задачу в связи с ограниченностью применения - чугунные заготовки, а также сложностью осуществления, поскольку извлечение заготовки из кристаллизатора осуществляют в ограниченном температурном интервале. Для решения поставленной технической задачи в способе непрерывного литья трубной заготовки, включающем подачу жидкого металла в кольцевой зазор между кристаллизатором и дорном, периодическое вытягивание затвердевающей заготовки и возвратнопоступательное перемещение дорна в направлении, противоположном вытягиванию заготовки, возвратно-поступательное перемещение дорну сообщают с частотой, равной частоте вытягивания заготовки и амплитудой, равной 0,1... 1,0 шага ее вытягивания, при этом вытягивание заготовки осуществляют после остановки дорна, а его возвратное перемещение - в период вытягивания заготовки.

Такой способ непрерывного литья позволяет устранить поперечные трещины и уменьшить толщину трубной заготовки, поскольку обеспечивает снижение растягивающих напряжений в заготовке при вытяжке. Таким образом, предлагаемое решение отличается от прототипа тем, что возвратно-поступательное перемещение дорну сообщают с частотой, равной частоте вытягивания заготовки, а амплитудой, равной 0,1... 1,0 шага ее вытягивания, при этом вытягивание заготовки осуществляют после остановки дорна, а его возвратное перемещение - в период вытягивания заготовки. Устройство для осуществления способа приведено на рис.1.

а)

б)

Рисунок 1.- Устройство для непрерывного литья трубной заготовки а) общий вид, б) участок дорна с подводящим каналом Способ осуществляется следующим образом. Расплавленный металл из печи поступает через соединительную втулку 1 во внутреннюю полость, заключенную между изолирующей втулкой 2 и дорном 3, и по каналам 4 из боковой поверхности дорна - в зону кристаллизации, заключенную между дорном и графитовым кристаллизатором 5, отвод тепла от которого осуществляется с помощью водоохлаждаемого кожуха 6. Возвратно-

поступательное движение дорна обеспечивается кулачком (на рис. не показан), движение которого передается поочередно на верхнюю и нижнюю регулировочные гайки 7, При постоянном эксцентриситете кулачка величина хода дорна может изменяться путем перемещения регулировочных гаек вдоль резьбового участка сердечника 8. Цикл вытягивания заготовки 9 начинается с движения дорна в сторону, противоположную движению заготовки, с амплитудой, равной 0,1... 1,0 шага вытягивания заготовки. При этом сила трения, возникающая между дорном и кристаллизирующейся заготовкой, уравновешивается внутренней сжимающей силой в расплавленном металле, расположенном над фронтом кристаллизации, и не вызывает в заготовке растягивающих напряжений, приводящих к возникновению поперечных трещин и обрыву. Максимальная величина амплитуды движения дорна не должна превышать шага вытягивания заготовки из-за опасности пролива металла между конической частью дорна и заготовкой, минимальная же - должна обеспечить нарушение сцепления между поверхностью дорна и формирующейся корочкой металла. Сразу после остановки дорна в крайнем верхнем положении начинается движение заготовки из кристаллизатора, причем вертикальное его расположение позволяет практически полностью устранить силу трения между внешней поверхностью заготовки и стенкой кристаллизатора, что также устраняет причины возникновения, растягивающих напряжений и поперечных трещин в заготовке. Кроме того, вертикальное расположение дорна позволяет устранить разнотолщинность по периметру заготовки, вызванную наклоном фронта кристаллизации к продольной оси дорна на его конической части при горизонтальном литье. Одновременно с движением заготовки осуществляют возврат дорна в исходное положение, который завершается до остановки заготовки, а после паузы цикл повторяется. Список литературы: 1. Спосіб безперервного лиття трубної заготівки. Блескун В.П., Гольдін В.З., Зеленський В.М. та інш. Патент № 13307 Б.И. № 10 от 28.02.97. 2. Способ непрерывного литья биметаллических полых заготовок и устройство для его осуществления. Блескун В.Ф., Гольдин В.З., Зеленский В.М. и др. Патент № 9954, Б.И. № 3 от 30.09.96. 3. Спосіб безперервного лиття порожнистих біметалевих заготівок черв’ячних коліс та пристрій для його здійснення. Блескун В.П., Горелік В.С., Бичков Ю.Б. та інш. Патент № 22694 А, Б.И. № 3 от 30.06.98. 4. Устройство для непрерывного литья биметаллических полых заготовок. Блескун В.Ф., Гольдин В.З., Добровольский В.К. и др. Авторское свидетельство № 1763084, Б.И. № 35 от 23.09.92.

ПРОЧНОСТНОЕ ОБОСНОВАНИЕ МЕХАНИЗМА ПРИВОДА ВРАЩАТЕЛЬНОГО ДВИЖЕНИЯ ЗВЕНЬЕВ МАНИПУЛЯТОРА ПРОМЫШЛЕННОГО РОБОТА ТИПА РПМ-25 Голдобин В.А., Глущенко Д.А., Слободчуков В.М. (ДонНТУ, г. Донецк) В настоящее время наблюдается тенденция к повышению уровня автоматизации производственных процессов. В производство все более широко внедряется автоматизированное оборудование, работающее без непосредственного участия человека или значительно облегчающее труд рабочего. Это позволяет значительно сократить трудоемкость производственного процесса, снизить себестоимость выпускаемой продукции, увеличить производительность труда. Поэтому главная задача инженеров - разработка автоматизированного оборудования, расчет его основных узлов и агрегатов, выявление наиболее оптимальных технических решений и внедрение их в производство. Целью данной публикации является прочностное обоснование механизма привода вращательного движения звеньев манипулятора промышленного робота типа РПМ-25 в результате которого решается ряд поставленных задач, при этом достигаются следующие преимущества: − повышается эффективная мощность электродвигателя; − возможность работы с внезапно возникнувшими перегрузками; − электрооборудование работает в режиме экономии электроэнергии; − снижается уровень шума на рабочем месте; − повышается ремонтопригодность и надежность оборудования; − оптимальные режимы пуска, торможения и реверсирования привода. В механизмах привода вращательного движения звеньев манипулятора ПР типа РПМ-25 применен комбинированный червячнозубчатый редуктор, конструкция которого показана на рис. 1. Модель выполнена в системе автоматизированного проектирования Компас-3D. Прочностное обоснование механизма привода включает определение требуемой эффективной мощности привода, проверочные расчеты зубчатых передач, валов и уточненный расчет на усталость самого нагруженного вала, расчет шлицевых и шпоночных соединений передающих крутящий момент, расчет подшипников опор валов, прочностной расчет корпусной группы. Все расчеты были произведены в системе АРМ WinMachine.

Рисунок 1. - Комбинированный червячно-зубчатый редуктор На данный момент проведен пробный анализ твёрдотельной модели для оценки адекватности смоделированного корпуса. Для этого был импортирован из среды Компас-3D в среду АРМ WinMachine (модуль АРМ Studio) смоделированный корпус. Была произведена разбивка модели на конечно-элементную сетку (рис.2), расставлены силы и выведен конечно-элементный анализ твёрдотельной модели (рис.3), который показал, что модель адекватна расчетной схеме.

Рисунок 2. - Разбивка модели на конечно-элементную сетку

Рисунок 3. - Конечно-элементный анализ твёрдотельной модели Список литературы: 1. Промышленные роботы в машиностроении: Альбом схем и чертежей: Учеб пособие для технических вузов/ Ю.М Соломенцев, К.П Жуков, Ю. А Павлов и др.; Под общ ред Ю.М. Соломенцева — М. Машиностроение, 1986— 140 с ил. 2. Детали и механизмы металлорежущих станков. Под ред. Д. Н. Решетова. Т. 2 М., «Машиностроение», 1972, стр. 520. 3. Справочник технологамашиностроителя. В 2-х т. Т. 2/Под ред. А. Г. Косиловой и Р. К. Мещерякова. – М.: Машиностроение, 1985. 496 с. 4. М.Н. Иванов «Детали машин». – М.:Высш.шк.,1991. – 383с.:ил.

РАЗРАБОТКА КОМПЛЕКСНОЙ МЕТОДИКИ ПРОЧНОСТНОГО РАСЧЕТА ПЛАНЕТАРНОГО РЕДУКТОРА ОКОМКОВАТЕЛЯ В СРЕДЕ САПР APM WinMachine Голдобин В.А., Мамолат А.Г. (ДонНТУ, г. Донецк) В настоящее время при проектировании машин актуальным является вопрос автоматизации прочностных расчетов деталей и узлов машин, испытывающих сложное напряженное состояние. В данной статье предложена разработанная методика прочностного расчета трансмиссии и элементов корпусной группы планетарного редуктора окомкователя с применением высокотехнологичного программного обеспечения APM WinMachine разработанного Научнотехническим центром АПМ (г. Королев, Россия). Барабанный окомкователь предназначен для получения сырых окатышей из тонкоизмельченных и обогащенных концентратов при смачивании исходного сырья. Устанавливаются перед агломерационными или обжиговыми машинами. Окомкователь состоит из барабана, вращающегося на двух роликовых опорах. Вращение барабана осуществляется от привода через зубчатую передачу. Роликовые опоры и привод имеют общую раму. Угол наклона корпуса к горизонту 4-7°. Барабан состоит из четырех секций, соединенных между собой фланцевыми разъемами. Две секции имеют вварные бандажи. Упорные ролики на одном из бандажей удерживают корпус от осевого перемещения. На последней (разгрузочной) секции имеются 2-4 разгрузочные щели, расположенные по винтовой линии для равномерной выгрузки окатышей на грохот или транспортер. Внутренняя поверхность барабана футеруется или гуммируется резиной. Цель исследований заключалась в разработке методики прочностного расчета привода окомкователя. Для достижения указанной цели были решены следующие задачи: - разработана пространственная модель редуктора; - выполнены проверочные расчеты элементов трансмиссии; - проведены исследования прочности корпусной группы. Объектом исследования являлся разработанный планетарный редуктор привода окомкователя.

Рисунок 1. - Твердотельная модель планетарного редуктора окомкователя Для расчетов элементов трансмиссии применялись модули APM Trans, APM Shaft, APM Bear, APM Joint среды САПР APM WinMachine. Расчет передач выполнен в модуле APM Trans. Все передачи прошли проверку по вращающему моменту и по заданному ресурсу. Результатом расчета являются действительные напряжения, которые имеют оптимальные значения, не превышающие допускаемые и не требующие изменений. Следующим этапом проведен расчет валов при помощи модуля APM Shaft. В результате была получена эпюра распределения коэффициента запаса прочности. Используя эту эпюру, определяем минимальные запасы прочности. Значения коэффициентов находятся в пределах от 1,7 до 19, что в некоторых случаях значительно превышает минимально допустимое значение. Исходя из этого, можно применить меры, обуславливающие оптимизацию значений коэффициента запаса усталостной прочности, в частности изменение марки стали. Расчет подшипников качения выполнен в модуле APM Bear. Суть расчета – определение долговечности, срока службы подшипника в данных условиях эксплуатации и сравнение с требуемыми значениями. Рассчитанные значения долговечностей удовлетворяют заданным условиям, не требуют подбора и замены на другие типы подшипников, с большим сроком службы.

Шлицевые и шпоночные соединения проверены модулем APM Joint. Анализ полученных результатов расчета позволяет сделать вывод о том, что расчетные значения длин соединений соответствуют, а в ряде случаев превышают требуемые значения. Это обуславливает надежную работу, исключающую преждевременный выход из строя. На заключительном этапе выполнения работы выполнен расчет корпусной группы. Расчет базируется на методе конечных элементов, выполняется в модулях APM Studio и APM Structure. Число конечных элементов твердотельной модели, а, следовательно, длительность времени расчета устанавливается в соответствии с желаемой точностью получаемых результатов и рядом других соображений. Для начала составлена расчетная модель в модуле APM Studio: сопряжены грани деталей, примыкающих к корпусу, приложены нагрузки, ограничения в виде закреплений, учтена масса двигателя. Расчетная модель корпусной группы представлена на рис. 2.

Рисунок 2. - Расчетная модель корпусной группы редуктора Полученные расчетные схемы разбиты на сетку конечных элементов с заданным шагом разбивки 15. Указанный шаг разбивки выбран после ряда проведенных исследований. При генерации конечно-элементной сетки корпусов получили 32912 узлов, 108180 объемных элемента, из которых все 4-х узловые (рис.3).

Рисунок 3. - Конечно-элементная модель корпусной группы редуктора Далее конечно-элементная модель загружается в модуль APM Structure3D, где проводится расчет корпуса. Результатами расчетов являются карты распределения напряжений, перемещений, коэффициента запаса прочности. Карты результатов приведены на рис. 4, 5, 6.

Рисунок 4. - Карта напряжений

Рисунок 5. - Карта перемещений

Рисунок 6. - Карта коэффициента запаса по текучести Сравнивая значение максимальных напряжений с допускаемыми, можно сделать вывод о том, что конструкция является недогруженной, следовательно, целесообразно принять меры по снижению металлоемкости в недогруженных зонах корпуса. В корпусной группе редуктора значение максимальных напряжений составляет 313 МПа в зоне расположения стакана под подшипники на выходном валу. Также значительные напряжения имеют место в прилегающих зонах. В остальных зонах напряжения более низкие. Максимальное перемещение составило 0,025 мм; коэффициент запаса по текучести – 3,1, по усталости –3,2. Выводы: 1. Разработана методика прочностного расчета привода окомкователя в среде САПР APM WinMachine. 2. Проведен сравнительный анализ значений максимальных напряжений с допускаемыми и установлены коэффициенты запаса прочности. Список литературы: 1. Замрий А.А. Проектирование и расчет методом конечных элементов в среде АРМ Structure3D, М. Издательство АПМ, 2010. – 376 с. 2. Голдобин В.А., Харламов С.Ю. Методика прочностного расчета редуктора исполнительного органа проходческого комбайна КПД. / Машинознавство/ Матеріали 12-ої регіональної науковометодичної конференції. – Донецьк: ДонНТУ, 2010, С. 16-18. 3. Голдобин В.А., Гутаревич Н.В., Гончаренко К.В., Толкачев О.Э. Методика прочностного расчета приводов скребкового конвейера типа СПЦ 26 . Машинознавство/ Матеріали 13-ої регіональної науково-методичної конференції. - Донецьк: ДонНТУ, 2011, С. 14-19.

АНАЛИЗ ТЕМПЕРАТУРНЫХ И СТРУКТУРНЫХ ИЗМЕНЕНИЙ В МЕТАЛЛЕ ПРИ АСИММЕТРИЧНОЙ ПРОКАТКЕ Клименко И.В., Бобров В.С. (ДонНТУ, г. Донецк) В работе [1] сказано, что асимметрия структуры достигает 13…15 % при АП (при обычной прокатке не превышает 1 %). Далее авторы отмечают, что в будущем не исключена возможность специального использования асимметрии, как метода воздействия на качество листа. Пока же значительно более перспективно применение АП для получения высококачественной поверхности холоднокатаного листа. Используются разные степени шероховатости валков и управление контактным скольжением с помощью рассогласования окружных скоростей валков. Авторы считают, что можно увеличить скольжение в 1,2…1,6 раза. Со V стороны ведущего валка до 1 = 1,0...1,15 наблюдается более гладкая V2 поверхность, чем со стороны ведомого. Повышается степень деформации на величину до 2,5…3,0 %. При этом сила прокатки не выходит за допустимые пределы. Достигается более равномерная текстура по сечению металла и выравниваются механические свойства, уменьшается упрочнение стали. В заключении статьи сказано, что наиболее перспективным и эффективным является использование одновременно различных видов асимметрии в оптимальном их сочетании. В тезисах [2], посвященных вопросу напряженно-деформированного состояния и механическим свойствам металла при АП тонких полос, использован метод полей линий скольжения. Авторы считают, что дуга контакта на ведущем валке несколько смещена относительно дуги контакта ведомого валка в сторону сечения входа металла в валки. Следует отметить, что в ряде работ делается противоположный вывод. Статья не дает полного представления о решении поставленной задачи. Однако авторы считают, и очевидно они правы, что результаты исследования могут быть использованы для оценки, в частности, механических свойств прокатываемого металла и уточнения моделей процесса прокатки. В работе [3] описан способ производства изотропной электротехнической стали. Установлено влияние скоростной асимметрии на магнитные свойства стали. Предложено осуществлять рассогласование скоростей рабочих валков при второй холодной прокатке полос с критической степенью деформации. Показано, что деформирование поверхности полосы, бывшей менее нагретой стороной сляба перед горячей прокаткой,

ведущим валком, обеспечивает повышение магнитных свойств стали за счет лучшего структурообразования. Однако, в работе отсутствуют величины рассогласования скоростей валков и критической степени деформации. Температура металла и ее распределение по толщине полосы зависят от ряда факторов, некоторые из которых рассмотрены в работах [4, 5, 6, 7 и др.]. Однако работ, рассматривающих эти вопросы применительно к АП весьма мало. Для толстого листа они вообще отсутствуют. Имеется только работа [8], в которой предложена методика теплового расчета процесса холодной прокатки со скоростной асимметрией. По данной методике расчет технологических, энергосиловых и кинематических параметров ведется раздельно для ведущего и ведомого валков. Через систему уравнений теплового баланса авторы определяли параметры асимметричного теплового режима в каждой рабочей клети для полосы, ведущего и ведомого валка (в статье рассматривается 4-х клетевой стан lД холодной прокатки 1700). Отношение находилось в диапазоне 6…10. hср Установлено, что общий уровень температуры полосы и валков снижается на 10…15 %. Разница температур между нижним и верхним валками в четвертой клети достигает 5…10 %. Статья написана в общем виде, поэтому ее трудно использовать для практических целей. Сотрудниками ЦНИИЧерМета совместно с Челябинским меткомбинатом были исследованы технологические параметры прокатки анизотропной электротехнической стали в черновой группе клетей стана 2300/1700 [9]. Установлены оптимальные условия прокатки с рассогласованием окружных скоростей валков; связь между рассогласованием окружных скоростей валков и величиной суммарного относительного обжатия, что позволило стабилизировать процесс прокатки и создать условия для формирования однородных по размеру рекристаллизованных зерен с противоположных сторон полосы. Установлено, что при деформации менее нагретой стороны раската ведущим валком увеличивается относительная деформация прилегающих к нему слоев полосы, устраняется изгиб полосы на выходе из валков и обеспечивается равномерное протекание рекристаллизации по высоте полосы. Опробована опытно-промышленная технология, которая позволила повысить качество стали на 10…15 % и технологическую пластичность на агрегатах ВИЗа на 20…25 %. Из тезисов неясно, почему увеличивается относительное обжатие менее нагретой стороны раската ведущим валком. На этом же стане был проведен еще ряд исследований

процесса АП. Согласно работе [10] исследовано влияние различных схем горячей прокатки с рассогласованием скоростей валков в чистовой группе стана 1700 на поперечную разнотолщинность, структуру, текстуру подката и магнитные свойства готовой стали. Рассогласование создавалось за счет применения рабочих валков с различным диаметром бочек. Разницу диаметров варьировали в четырех последних клетях чистовой группы. Варьировали также положение ведущего валка. Показано, что наиболее эффективными с точки зрения магнитных свойств и геометрии являются схемы с увеличивающимся рассогласованием скоростей по ходу прокатки в двух соседних клетях № 6, 7 и №7, 8 в первой из которых нижним назначается валок большего диаметра, а во второй меньшего диаметра. Установлены границы величины рассогласования. Величина поперечной разнотолщинности не превышала 0,04 мм. Структурные исследования показали, что металл, прокатанный с асимметрией, склонен к увеличению рекристаллизованных зерен в центральных слоях горячекатаной полосы и снижению ширины полигонов. АП привела к снижению поперечной разнотолщинности на 50 %. В работе [11] показана возможность исправления структурной несимметрии подката за счет применения АП. Разработаны режимы АП [12], позволяющие снизить разнотолщинность и растрескивание кромок подката, повысить магнитные свойства готовой стали. Режимы компенсируют несимметричность сопротивления деформации противоположных по толщине слоев раската и способствуют измельчению структуры центральных слоев подката. В работе [13] приведены данные исследования основных закономерностей формирования структуры при АП. Авторы пришли к следующим выводам: - структура подката несимметрична по толщине; - дислокационная структура со стороны ведомого валка более сложная, чем со стороны ведущего; - со стороны ведомого валка идет более интенсивное накопление упругой энергии, что приводит к углублению зоны рекристаллизации; - при АП имеет место более мелкое зерно в центральных слоях подката, чем при обычной прокатке. Исследования показали, что АП имеет дополнительные по сравнению с обычной прокаткой резервы регулирования структурой готовой электротехнической стали. Эти же авторы предложили способ прокатки листов [14], включающий обжатие металла рабочими валками в клетях многоклетевого стана с рассогласованием окружных скоростей валков в

части клетей. Целью изобретения является улучшение качества металла за счет снижения анизотропии механических свойств готового проката. Обжатие осуществляют с уменьшающейся по ходу прокатки величиной рассогласования скоростей валков и с чередованием в соседних клетях положений ведущего и ведомого валков. Величина рассогласования в предпоследней клети 1,5…3,2 %, а в предшествующей 2,8…4,1 %. В Японии процесс АП используют при получении фольги толщиной 0,1…0,23 мм и шириной 10 мм из стали марки SUS 304 [15]. Структура в поперечном сечении фольги более мелкая и гомогенная, чем при обычной прокатке. Прочностные характеристики также выше. Асимметрия создавалась применением валков разного диаметра. Сотрудниками МИСиСА предложен способ асимметричной многопроходной прокатки листов [16], включающий подачу заготовки и обжатие ее в рабочих валках с различными диаметрами, отличающийся тем, что с целью выравнивания текстуры и механических свойств по толщине раската, перед каждым четным пропуском осуществляют кантовку его на 180°. При этом каждая из поверхностей раската поочередно контактирует с валком меньшего и большего диаметра, а толщину раската после каждого четного пропуска h12 h13 + , где h0 для назначения обжатия определяют по формуле h = h1 − h0 h02 и h1 - толщина раската до и после предыдущего нечетного пропуска соответственно. Перечень ссылок. 1. Пименов, А.Ф. Асимметричные процессы прокатки - анализ, способы и перспективы применения / А.Ф. Пименов, В.Н. Скороходов, А.И. Трайно, Н.И. Ефремов, Л.В. Радюкевич, Ю.В. Липухин // Сталь.- 1982.-№ 3.- С. 53...56. 2. Потапкин, В.Ф. Напряженнодеформированное состояние и механические свойства металлов при асимметричной прокатке тонких листов / В.Ф. Потапкин, А.В. Сатонин, Ю.К. Доброносов // Тезисы докладов IV Всесоюзной научно-технической конференции "Теоретические проблемы прокатного производства".Днепропетровск, ноябрь 1988.- Ч.1.- С. 104...105. 3. Куликов, В.И. Разработка и внедрение эффективной технологии холодной прокатки широких полос из электротехнической изотропной стали / В.И. Куликов // Автореферат диссертации на соискание ученой степени кандидата технических наук.- ИЧМ.- 1991. 4. Полухин, П.И. Прокатка толстых листов / П.И. Полухин, В.М. Клименко, В.П. Полухин и др.- М.: Металлургия, 1984.- 287 с. 5. Чекмарев, А.П. Теория продольной прокатки / А.П.

Чекмарев, А.А. Нефедов, В.А. Николаев.- Харьков, изд. Харьковского университета, 1965.- 212 с. 6. Томленов, А.Д. Теория пластического деформирования металлов / А.Д. Томленов.- М.: Металлургия, 1972.- 408 с. 7. Тягунов, В.А. Рациональная калибровка листовых станов / В.А. Тягунов.- М.: Металлургиздат, 1944.- 196 с. 8. Гарбер, Э.А. Анализ теплового режима процесса холодной прокатки с рассогласованием окружных скоростей рабочих валков / Э.А. Гарбер, А.Ф. Пименов, В.Н. Скороходов // Межвузовский сб. "Тепловые процессы в валках и роликах металлургических машин".- Ленинград, Вологодский политехнический институт, 1985.- С. 53...61. 9. Синицын, В.Г. Определение оптимальных технологических параметров горячей прокатки анизотропной электротехнической стали / В.Г. Синицын, Н.Ф. Зырянов // Тезисы докладов Восьмого Всесоюзного совещания по физике и металловедению электротехнических сталей и сплавов.- Липецк, 19...21 апреля 1988.- Ч.1.С. 14. 10. Эсси Эзинг, В.А. Разработка технологии асимметричной горячей прокатки подката анизотропной электротехнической стали / В.А. Эсси Эзинг, Л.И. Крылова, М.М. Бородкина, А.Ш. Гиндин, С.М. Шааб, В.М. Маркович // Тезисы докладов Восьмого Всесоюзного совещания по физике и металловедению электротехнических сталей и сплавов.- Липецк, 19...21 апреля 1988.- Ч.1.- С. 20. 11. Лозовой, В.Н. Несимметрия температуры противоположных по сечению слоев полосы при горячей прокатке / В.Н. Лозовой, В.Г. Синицын, А.Ф. Зырянов, С.А. Зуев, В.В. Сазанов // Тезисы докладов Восьмого Всесоюзного совещания по физике и металловедению электротехнических сталей и сплавов.- Липецк, 19...21 апреля 1988.- Ч.1.С. 67. 12. Лозовой, В.Н. Разработка технологии несимметричной горячей прокатки (НГП) трансформаторной стали на стане 2300/1700 ЧерМК / В.Н. Лозовой, В.Г. Синицын, М.В. Цырлин, А.Ф. Зырянов, С.А. Зуев // Тезисы докладов Восьмого Всесоюзного совещания по физике и металловедению электротехнических сталей и сплавов.- Липецк, 19...21 апреля 1988.- Ч.1.С. 68. 13. Лозовой, В.Н. Особенности формирования структуры подката при несимметричной прокатке / В.Н. Лозовой, М.В. Цырлин, В.П. Востриков, А.Ф. Зырянов // Тезисы докладов Восьмого Всесоюзного совещания по физике и металловедению электротехнических сталей и сплавов.- Липецк, 19...21 апреля 1988.- Ч.1.- С. 69. 14. Авторское свидетельство 1251982, СССР, МКИ В21В 1/12, опубл. в Б.И., 1986.- № 31. 15. Minemura Tetsuroh. Свойства нержавеющей стали при асимметричной прокатке // Тэцу то хаганэ. Iron and Steel Inst. Jap.- 1986.- Т.72.- № 5.- С. 776. 16. Авторское свидетельство 1409356, СССР, МКИ В21В 1/38.

АНАЛИЗ ЗАВИСИМОСТЕЙ МЕЖДУ КОНТАКТНЫМИ НАПРЯЖЕНИЯМИ И СИЛОВЫМИ ПАРАМЕТРАМИ ОЧАГА ДЕФОРМАЦИИ ПРИ АСИММЕТРИЧНОЙ ПРОКАТКЕ Клименко И.В., Хлебченко В.И. (ДонНТУ, г. Донецк)

Большинство исследований процесса АП проводилось при прокатке тонких листов и полос. В работе [1] авторы изучали контактное взаимодействие металла с валками при прокатке тонких листов. Представлена картина изоклин-изохром и форма очага деформации при АП. Моделировали холодную прокатку низкоуглеродистых марок стали lД = 4,0. Эта работа представляет интерес, так как авторы определяли для hср l отношение H , где l H - длина нейтральной зоны в зависимости от lД рассогласования скоростей валков. В работе показано, что при ε = 10 % l V пробуксовка ведущего валка начинается при 1 = 1,1. Отношение H lД V2 растет до начала пробуксовки. В работе [2] эти же авторы экспериментально изучали распределение контактных напряжений по длине дуги контакта для обоих валков. Выявлено их уменьшение в сравнении с симметричным процессом. V Особенно интенсивно р ср уменьшается до величины отношения 1 = 1,1. 2 Установлено, что с увеличением рассогласования скоростей Vрабочих валков увеличивается контактное скольжение полосы относительно валков, что вызывает рост касательных напряжений τ x . Влияние р ср на τ x больше, чем скольжение, поэтому при пробуксовках τ ср уменьшается. Рассогласование скоростей валков снижает силу прокатки. На ведущем валке момент прокатки увеличивается, а на ведомом уменьшается. Авторы делают вывод о заметном снижении контактных напряжений и сил прокатки, уменьшении энергозатрат, увеличении возможности прокатки более тонких полос на том же оборудовании. В работе [3] разработан метод расчета кинематических и энергосиловых параметров при АП. Следует, однако, отметить отсутствие четкости в изложении теоретических положений. В статье представляет интерес формула l iД = Rср (H 0 − H 1 ) ± 0,5 H 1 ⋅ tgβ , (1.1)

где «+» - для ведущего валка; «-» - для ведомого валка; H 0 и H 1 - исходная и конечная высота полосы; Rср - средний радиус валков;

β - угол наклона элементарного сечения полосы при выходе из очага деформации. Работа [4] посвящена исследованию моментов прокатки при асимметричных условиях трения в лабораторных условиях. Прокатывали алюминиевые полосы толщиной 0,54…1,38 мм, шириной 21,0 мм на валках D = 91,0 мм со скоростью 0,28 м/с. В статье изложены результаты исследования моментов прокатки для насеченного и шлифованного MH изменяется в валков. Установлено, что отношение моментов MШ пределах 5,3…1,73 по мере увеличения обжатия. В работе дано интересное выражение MH f ≈ H , (1.2) M 2f где М – полный момент прокатки; M H - момент на насеченном валке; f - средний условный коэффициент трения при АП. Не ясно, каким образом определить f. Работа [5] посвящена исследованию холодной прокатки тонких полос на непрерывном 4-х клетевом стане 1700 ЧерМК. Рассогласование окружных скоростей валков применялось в двух вариантах на 1-й и 3-й V клетях в пределах 1 = 1,10…1,32. Прокатывали полосу размером 0,5 х V2 1050 мм. Получено снижение силы прокатки в пределах 6…17 %. Повысилась точность и плоскостность, но только при снижении силы прокатки на 6…8 % и рассогласовании V1 = 1,06…1,20. При АП натяжение полосы оказывает более эффективное V2 влияние на силу, чем при симметричной прокатке. Это связано с lH увеличением отношения , где l H - зона с противоположно lД направленными силами трения (оптимально предложили формулу:

lH lД

= 0,3…0,4). Авторы

V1 = 1 + (0,5...0,6) ⋅ ε 100 . (1.3) V2 При соблюдении соотношения скоростей по формуле (1.3) сила l прокатки снижается на 6…8 %. Предельное отношение H = 0,6…0,75 lД обеспечивает снижение силы прокатки на 12…17 %, однако качество полосы не повышается. В статье не акцентировано внимание на величине рассогласования скоростей, при которой начинается пробуксовка. Очевидно при непрерывном процессе при наличии сил заднего и переднего натяжения это явление сглаживается. Однако авторы считают, что давать рассогласование в двух смежных клетях (2-й и 3-й) нельзя, так как соотношение между передним и задним натяжениями в 3-й клети не соответствует заданному, и без пробуксовки ведущего валка достичь больших l H невозможно.

σ T (1) σ1 , = (1,6...2,0) σ0 σ T (0 )

(1.4)

где σ 0 и σ 1 - переднее и заднее натяжение полосы; σ T (0 ) σ T (1) - предел текучести металла до и после деформации. Авторы не объясняют, почему качество полос не повышается при

lH = 0,6…0,75. lД Монография [6], единственная в настоящее время, посвящена несимметричной холодной прокатке листов и лент из черных и цветных металлов. Процесс исследован в различных вариантах сочетания параметров асимметрии – диаметров и угловых скоростей валков. Автором получены формулы для определения энергосиловых и кинематических параметров. Определены кинематические поля скоростей, моменты, силы, мощности, опережения, нейтральные углы. Асимметрия создавалась в основном за счет разницы в диаметрах валков. Получено снижение силы прокатки на 20…25 %. Однако в данной работе не рассматривалась АП толстых листов и влияние соотношения скоростей валков на параметры прокатки. В работе [7] по результатам прокаток на стане 3600 показано, что при скоростной асимметрии в пределах 6…7 % в последнем пропуске сила V прокатки снижается на величину до 10 %. При отношении 1 = 1,06…1,07 V2 ведомый (верхний) валок полностью разгружается. Из таблиц,

приведенных в этой работе и содержащих опытные величины энергосиловых и деформационных параметров при прокатке листа 14 х 2700 мм из стали 3СП в чистовой клети следует, что снижение силы прокатки составило примерно 5 %. Общий момент прокатки несколько повысился. Проведен анализ [8] энергосиловых параметров несимметричной тонколистовой прокатки со скоростями до 8 м/с. Определенно, что эффект снижения милы прокатки при скоростной асимметрии определяют два фактора: противоположное направление сил трения в очаге деформации и снижение коэффициента трения. Второй фактор оказывает влияние на энергосиловые параметры лишь в области докритических скоростей. По энергосиловым параметрам несимметричная тонколистовая прокатка в валках с разными окружными скоростями наиболее эффективна в области низких скоростей прокатки (0,2…5,0 м/с). В этом диапазоне скоростей асимметрия может снизить силу прокатки на 20…40 %. Расход энергии остается на уровне симметричного процесса или снижается на 5…15%. В диапазоне скоростей прокатки 8…30 м/с эффект снижения силы прокатки ниже и составляет 5…15 %, а затем затраты энергии возрастают по сравнению с симметричным процессом. Авторам следовало объяснить, почему при скоростях прокатки 8…30 м/с эффект снижения силы прокатки ниже. В работе [9] приведены данные по освоению процесса асимметричной прокатки на НШС 2000 Череповецкого меткомбината. Рассогласование скоростей рабочих валков обеспечивалось применением валков разного диаметра в клети 12. Максимальная величина рассогласования достигла 6 %. Исследования проводили при прокатке полос толщиной 1,5…8,0 мм из стали СТ 1 сп – Ст3сп, Ст1пс, Ст2пс, 10пс, 08Ю, 08КП, 09Г2СФ, 09Г2С. Технологические параметры прокатки меняли в следующих пределах: относительное обжатие 5…15 %, температура прокатки 880…920°С, скорость прокатки 7…21 м/с. Авторы пришли к выводу о том, что оптимальная величина рассогласования скоростей валков для условий стана 2000 ЧерМК составляет 2…3 %. АП позволила снизить силу прокатки на 12…18 %, колебания, разнотолщинность. Японские авторы [10] отмечают, что АП позволяет значительно уменьшить силы, действующие на валки. Это позволяет прокатывать труднодеформируемые металлы, не поддающиеся прокатке в условиях обычных. Приведены результаты исследований прокатки изделий из дорогостоящих материалов. Впервые прокатана стальная фольга толщиной 30 мкм. Разработано компактное устройство для использования того же

способа прокатки для получения стальных листов с матовой поверхностью. Применена прокатка в валках неравного диаметра на толстолистовом стане для получения планированного проката с высоким выходом годного. В работе [11] авторы на основе метода линий скольжения смоделировали очаг деформации и провели двухмерный анализ напряженно-деформированного состояния металла при симметричной и асимметричной прокатке тонких полос. Авторами работы [12] предложен численный метод совместного решения уравнений равновесия и пластичности при прокатке. Модель учитывает различие в радиусах валков и условиях трения на контактных поверхностях. Выявлена асимметрия эпюр давления на валках, возникающая за счет влияния изгиба заднего конца полосы процесса ПВ. Приведены результаты расчета эпюр давления для ПВ с различными коэффициентами трения на каждом из валков. Авторы изобретения [13] предложили способ прокатки в приводных валках полосового металла с рассогласованием окружных скоростей валков и с приложением растягивающих сил к выходному сечению полосы. С целью снижения силы прокатки и повышения точности готового листа прокатку ведут при соотношении окружных скоростей валков, равным или большем вытяжки полосы, и при скорости переднего конца полосы, равной окружной скорости ведущего валка. В работе [14] представлена математическая модель асимметричной неизотермической листовой прокатки, основанная на методике конечных элементов и позволяющая вычислить напряженно-деформированное состояние, энергосиловые параметры, распределение температуры в очаге деформации. Сделан вывод о том, что в результате небольшого V рассогласования скоростей валков ( 1 ≤ 1...3 %) возникающий при этом V2 перепад температуры между поверхностями раската незначителен и позволяет использовать АП для повышения точности геометрических размеров полос без нарушения температурного режима прокатки. Разработанные режимы прокатки использованы на стане 1700 КарМК. В работе [15] представлены результаты исследования силовых параметров при прокатке со скоростной асимметрией толстых листов 8…14,5 мм на стане 3600. Эксперименты проводились в последнем пропуске чистовой клети. Предложены формулы для определения снижения силы прокатки при скоростной асимметрии:

δP P где к =

β=

= −1,4 к β 2 ⋅

R , H0

(1.5)

V1 − V2 - степень рассогласования скоростей валков; V1

ε (1 − ε ) - коэффициент, являющийся функцией ε; 2−ε

Р – сила прокатки при симметричном процессе; δP = Pа − P , где Pа - сила прокатки при асимметричном процессе. К сожалению рисунок 1 статьи не дает достаточной информации, так как не указана величина асимметрии. В тезисах [16] представлены основные функциональные уравнения асимметричной прокатки. Автор считает, что предложенные им функции верны не только для скоростной асимметрии, но и для других видов АП. В данной работе вызывают интерес формулы для определения величины рассогласования скоростей ( X 0 ) , при которой происходит полная разгрузка одного из валков (M 2 = 0) и величины снижения силы прокатки при асимметрии: X 0 = 0,25(λ + 3) ; (1.6)

⎡ ⎤ ⎢ ⎥ 4 ΔP 1 ⎢⎛ V ⎞ ⎥ = ln ⎢⎜⎜ 1 ⎟⎟ + 1 − ⎥, 4 P V ⎛ V1 ⎞ ⎢⎝ 2 ⎠ ⎥ ⎜⎜ ⎟⎟ ⎢ ⎥ ⎝ V2 ⎠ ⎣ ⎦ где λ - коэффициент вытяжки. В данной работе не учитывается влияние на

(1.7)

ΔP других факторов, P

V1 . V2 В тезисах [17] рассмотрен вопрос соотношения контактных давлений при АП. В этой работе рассматривается лишь геометрическая асимметрия, возникающая при неравенстве диаметров рабочих валков. Поэтому приведенные формулы пригодны только для этого случая. Δh1 R2 2 = кр, (1.8) Δh2 R1 р где к р = 1 ; р1 и р2 – контактные давления на валки. р2

кроме

⎞ ⎛R ⎛ b ⎞ к р = 1 + 0,28⎜ − 3 ⎟ ⋅ ⎜⎜ 1 − 1⎟⎟ . ⎟ ⎝ R2 ⎜ hср ⎠ ⎠ ⎝

(1.9)

В тезисах [18] приведены результаты исследований эффективности снижения сил прокатки при рассогласовании окружных скоростей рабочих валков при прокатке листов толщиной 8…20 мм из углеродистых и низколегированных сталей в чистовой клети стана 3600 меткомбината «Азовсталь». Предложены статистические формулы для определения снижения силы прокатки в зависимости от скорости вращения рабочих валков, относительного обжатия, начальной толщины раската в пропуске, радиуса валков, модулей жесткости металла и рабочей клети и крутящих моментов на валках. Показано, что в предпоследнем и последнем пропусках сила прокатки снижается на величину до 10…12 %. Перечень ссылок. 1. Полухин, В.П. Контактное взаимодействие металла с валками при несимметричной прокатке тонких полос. Сообщение 1 / В.П. Полухин, В.Н. Скороходов // Известия вузов. Черная металлургия. – 1976. - № 12. – С. 81…84. 2. Полухин, В.П. Контактное взаимодействие металла с валками при несимметричной прокатке тонких полос. Сообщение 2 / В.П. Полухин, В.Н. Скороходов // Известия вузов. Черная металлургия. – 1977. - № 1. – С.72…74. 3. Полухин, В.П. Расчет параметров несимметричного процесса прокатки тонких полос. Сообщение 1 / В.П. Полухин, В.Н. Скороходов // Известия вузов. Черная металлургия. – 1977. - № 2. – С. 81…86. 4. Николаев, В.А. Моменты прокатки при асимметричных условиях трения / В.А. Николаев // Известия вузов. Черная металлургия. – 1978. - № 2. – С. 66…69. 5. Пименов, А.Ф. Получение высокоточного холоднокатанного листа для офсетной печати способом несимметричной прокатки. Сообщение 1 / А.Ф. Пименов, В.П. Полухин, В.Н. Скороходов, Ю.В. Липухин, И.Г. Дубовой // Известия вузов. Черная металлургия. – 1980. - № 9. – С. 64…67. 6. Синицын, В.Г. Несимметричная прокатка листов и лент / В.Г. Синицын – М.: Металлургия, 1984. – 166 с. 7. Митьев, А.П. Асимметричная прокатка толстых листов в чистовой клети стана 3600 / А.П. Митьев, П.С. Гринчук, А.А. Будаква, М.С. Бабицкий // В сб. "Усовершенствование технологии производства толстолистовой стали". – М.: Металлургия, 1981. – С. 29…34. 8. Скороходов, В.Н. Анализ энергосиловых параметров несимметричной тонколистовой прокатки / В.Н. Скороходов, В.П. Полухин, Н.А. Муравлев // Известия вузов. АН

СССР. Мет.- 1988.- №2.- С. 66...73. 9. Пименов, А.Ф. Освоение технологии асимметричной горячей прокатки на НШС 2000 ЧерМК / А.Ф. Пименов, Ю.В. Липухин, А.И. Трайно, А.А. Меденков, В.Н. Скороходов, Н.И. Ефремов // Сталь.- 1988.- №6.- С. 37...42. 10. Производство дорогостоящих изделий прокаткой в валках с различной скоростью // Исикавадзима Харима гихо. Eng. Rev.- 1987.- 27.- № 4.- С. 195...201. 11. Потапкин, В.Ф. Напряженно-деформированное состояние металла при холодной прокатке тонких полос / В.Ф. Потапкин, В.А. Федоринов, А.В. Сатонин, Ю.К. Доброносов, В.И. Шпак // Теория и практика тонколистовой прокатки.Воронеж, 1989.- С. 5...13. 12. Алексеев, Е.В. Дискретный метод расчета асимметричной прокатки с использованием двумерной модели очага деформации / Е.В. Алексеев, А.А. Погончик // Автоматизация инженерного труда.- Свердловск, 1989.- С. 110...125. 13. Авторское свидетельство 225829, СССР, МКИ В21В 1/24, опубл. в Б.И., 1990.- № 8. 14. Биба, Н.В. Разработка оптимальных режимов асимметричной горячей прокатки на непрерывном стане 1700 / Н.В. Биба, А.А. Кугушин, О.И. Сосковец, А.И. Трайно, А.Г. Свичинский, Т.С. Сейсимбинов // Черная металлургия.- 1990.-№ № 4.- С. 56...58. 15. Митьев, А.П. Силоваые параметры асимметричной прокатки толстых листов / А.П. Митьев, Э.А. Орнатский, П.С. Гринчук, Б.А. Гунько // В сб. "Прокатка и термообработка толстого листа".- М.: Металлургия, 1986.- С. 28...31. 16. Бровман, М.Я. Основные функциональные уравнения асимметричной прокатки / М.Я. Бровман // Тезисы докладов IV Всесоюзной научно-технической конференции "Теоретические проблемы прокатного производства".Днепропетровск, ноябрь 1988.- Ч.1.- С. 101...103. 17. Полатовский, Б.С. Соотношение контактных давлений при асимметричной прокатке / Б.С. Полатовский, П.П. Маменко, И.П. Гладкий // Тезисы докладов IV Всесоюзной научно-технической конференции "Теоретические проблемы прокатного производства".- Днепропетровск, ноябрь 1988.- Ч.1.- С. 107...108. 18. Горелик, В.С. Прокатка толстого листа со скоростной асимметрией / В.С. Горелик, Э.А. Орнатский, А.П. Митьев // Тезисы докладов IV Всесоюзной научно-технической конференции "Теоретические проблемы прокатного производства".- Днепропетровск, ноябрь 1988.- Ч.2.- С. 17...19.

ИССЛЕДОВАНИЕ ВЛИЯНИЯ ТВЕРДОСТИ РАБОЧИХ ПОВЕРХНОСТЕЙ ЗУБЬЕВ ЗУБЧАТЫХ КОЛЕС НА ГАБАРИТНЫЕ РАЗМЕРЫ РЕДУКТОРА Матеко П.М., Близнюков А.В. (ДонНТУ, г. Донецк)

В работе проведен анализ влияния твердости рабочих поверхностей зубьев зубчатых колес на габаритные размеры редуктора. Анализ проведен на примере двухступенчатого цилиндрического редуктора с косозубой и прямозубой передачами. Выполнен проектировочный расчет зубчатых передач двухступенчатого цилиндрического редуктора из условия контактной выносливости. Быстроходная передача – косозубая, тихоходная – прямозубая. Рассматриваются шесть вариантов расчетов передач с разной твердостью зубьев зубчатых колес. Исходные данные: 1. Тяговое усилие F=14 кН 2. Скорость движения ленты V=0.85 м/с 3.Диаметр барабана D=410 мм По данным на рабочем органе и схеме привода определены требуемая мощность и частота вращения электродвигателя и выбран электродвигатель 4А160М6У3, Рисунок 1. - Схема привода мощность которого , частота вращения . Частота вращения на выходе редуктора Передаточное число редуктора:

Передаточное число первой ступени Принимаем =6.3; Передаточное число второй ступени

;

Определены кинематические и силовые параметры редуктора. ; Частота вращения первого вала второго вала

третьего вала

; на втором валу Мощность на первом валу на третьем валу . Крутящие моменты на валах определялись по формуле:

;

Подставляя значение частоты вращения и мощности на валах получили: , , Для изготовления зубчатых колес принята сталь 45. При анализе рассмотрено 6 вариантов твердости рабочих поверхностей зубьев зубчатых колес. Значение твердости, предельных напряжений на контактную выносливость и допускаемых контактных напряжений приведены в табл.1 Таблица 1. Значение предельных и допускаемых напряжений в зависимости от твердости рабочих поверхностей зубьев № варианта

Твердость

1 2 3 4 5 6

200 НВ 250НВ 300НВ 350НВ 40 HRC 45 HRC

510 550 630 770 870 970

464 500 573 700 790 882

Допускаемые напряжения на контактную выносливость равны:

– предельные напряжения на контактную выносливость; где - коэффициент долговечности, ; - коэффициент запаса прочности, .

dw3 dw1 H

dw4

dw2

aw2

aw1 L

Рисунок 2. - Схема редуктора Проектный расчет передач из условия контактной прочности заключается в определении межосевых расстояний быстроходной и тихоходной ступеней.

и – передаточные числа быстроходной и тихоходной ступеней где редуктора; и – номинальные крутящие моменты на 2-ом и 3-ем валах редуктора; , – коэффициенты нагрузки при расчете передачи на контактную прочность; , – коэффициенты ширины колеса по межосевому расстоянию;

Модуль зацепления принимаем стандартное значение модуля. Суммарное число зубьев передачи равно:

Из

этого

интервала

где β – угол наклона зубьев быстроходной ступени. Первоначально угол ,с последующим уточнением. наклона принят Число зубьев шестерни равно: . Число зубьев колеса Диаметры делительных окружностей зубчатых колес равны:

Для быстроходной косозубой передачи расчетное межосевое округляли до целого числа с последующим уточнением расстояние угла наклона зубьев:

Для тихоходной ступени межосевое расстояние уточняли после определения числа зубьев шестерни и колеса. Ширина зубчатых колес определялась с учетом принятого коэффициента ширины колеса: . Полученные значения межосевого расстояния, модуля зацепления, числа зубьев шестерни и колеса, угла наклона зубьев быстроходной ступени, диаметров делительных окружностей и ширины колес приведены в табл. 2 и 3. Таблица 2. Геометрические параметры быстроходной передачи № варианта 1 2 3 4 5 6

мм 235 224 204 180 165 153

мм 3,5 3,0 2,75 2,5 2,25 2,25

18 20 20 19 19 18

113 126 126 120 120 113

мм 405,42 386,64 352,12 310,80 284,90 263,96

мм 64,58 61,36 55,88 49,20 45,10 42,04

мм 71,58 67,36 61,38 54,20 49,60 46,54

мм 71 67 61 54 50 46

Таблица 3. Геометрические параметры тихоходной передачи № мм варианта Расчетное Принятое 1 320 317,5 2 305 297 3 278 274 4 244 244 5 225 226 6 208 204,75

мм 5,0 4,5 4,0 4,0 4,0 3,5

26 27 28 25 23 24

101 105 109 97 90 93

мм 505,0 472,5 436,0 388,0 360,0 325,5

мм 515,0 481,5 444,0 396,0 368,0 332,5

мм 127 119 110 98 90 82

Габаритные размеры редуктора: длина – L, ширина – B, высота – H равны: ; ; : где и – Диаметры вершин шестерни и колеса ; – зазор между колесами и шестерней ; Принято . Тогда объем редуктора равен: Полученные значения габаритных размеров и объема редуктора по вариантам приведены в табл.4. Таблица 4. Габаритные размеры редуктора и его объем № варианта

Твердость

L мм

B мм

H мм

1 2 3 4 5 6

200 HB 250 HB 300 HB 350 HB 40 HRC 45 HRC

846 795 730 649 582 547

208 196 181 162 150 138

515 481 444 396 368 332

V 0,090 0,075 0,058 0,042 0,032 0,025

По результатам расчетов габаритных размеров редуктора (табл.4) построен график зависимости объема редуктора от твердости рабочих поверхностей зубьев зубчатых колес (рис.3). Из графика видно, что при твердости рабочих поверхностей зубьев от 200 HB до 350 HB (термообработка – улучшение) объем редуктора уменьшается пропорционально (линейная зависимость). При твердости 40 HRC, 45 HRC (термообработка – закалка ТВЧ) объем редуктора уменьшается, но с другой линейной зависимостью.

Рисунок 3. - График зависимости объема редуктора от твердости рабочих поверхностей зубьев зубчатых колес Приведенные расчеты показывают, что с увеличением твердости рабочих поверхностей зубьев зубчатых колес габаритные размеры редуктора уменьшаются, а значит уменьшается и его металлоемкость. Но повышение твердости рабочих поверхностей зубьев связано с проведением более сложной термической обработки, что ведет к повышению себе стоимости зубчатых колес. На практике экономически более выгодно изготавливать зубчатые колеса с применением термической обработки, позволяющей получить более высокую твердость рабочих поверхностей зубьев.

Список литературы: 1. Методические указания к выполнению курсового проекта по деталям машин. Нечепаев В.Г. и др. Донецк, ДонНТУ, Раздел 1, 2011г, 36с. 2. Методические указания к выполнению курсового проекта по деталям машин. Нечепаев В.Г. и др. Донецк, ДонНТУ, Раздел 2, 2011г, 48с. 3. Детали машин. Нечепаев В.Г. и др. Донецк, ДонНТУ, 2012г, 404с.

ПОВЫШЕНИЕ НАГРУЗОЧНОЙ СПОСОБНОСТИ ПРЕССОВОГО СОЕДИНЕНИЯ Матеко П.М., Голдобин В.А. (ДонНТУ, г. Донецк)

Задача заключалась в исследовании влияния величины натяга в прессовом соединении на величину передаваемого момента. Исходные данные для решения поставленной задачи: Диаметр вала d =110 мм; Передаваемый момент T =5,4·106 Н·мм; Длина ступицы колеса lст =160 мм; Диаметр ступицы d ст =170 мм; Материал вала сталь 45 (Н=170…200НВ, предел текучести σ тв =360 МПа, 5 Е в =2,1·10 МПа, μ =0,3). Материал зубчатого колеса сталь 45 (Н=200…240НВ, предел текучести σ тк =520 МПа, Е к =2,1·105 МПа, µ=0,3). Соединение зубчатого колеса с валом осуществляется за счёт нагрева зубчатого Рисунок 1. - Схема соединения колеса. Поскольку соединение зубчатого колеса с валом передаёт только крутящий момент, необходимое давление на сопряженных поверхностях вала и ступицы зубчатого колеса определяется по формуле [1] 2T 2 ⋅ 5,4 ⋅ 106 P≥ 2 = = 14,8 МПа πd lст f 3,14 ⋅ 110 2 ⋅ 160 ⋅ 0,12 где f =0,12 – коэффициент трения скольжения при соединении деталей с помощью нагрева зубчатого колеса. Для создания на сопряжённых поверхностях давления P = 14,8 МПа необходимо обеспечить соответствующий расчётный натяг, который определяется по формуле Ляме ⎛ 0,7 ⎛C C ⎞ 2,74 ⎞ ⎟ = 0,026 мм δ P = Pd ⎜⎜ в + к ⎟⎟ = 14,8 ⋅ 110 ⋅ ⎜⎜ + 5 5⎟ E E ⋅ ⋅ 2 , 1 10 2 , 1 10 к ⎠ ⎝ в ⎝ ⎠

где E в и E к – модули упругости материалов вала и колеса; С в и С к – коэффициенты Ляме Cв = Cк =

2 d 2 + d отв 2 d 2 − d отв

− μ1 =

110 2 + 0 2 110 2 − 0 2

− 0,3 = 0,7

2 d ст + d2 2 d ст

170 2 + 110 2 + μ2 = + 0,3 = 2,74 . −d2 170 2 − 110 2

Для этого натяга подбирается стандартная посадка Ø110

H7 , которая p6

за счет отклонений отверстия Ø110 +0,035 и вала Ø110 ++00,,059 037 обеспечивает

минимальный натяг δ min =0,002 мм и наибольший натяг δ max =0,059 мм. + δ max 0,002 + 0,059 δ Средний натяг δ ср = min = = 0,030 мм. 2 2 При коэффициенте линейного расширения стали α = 12 ⋅10 −6

1 C0

необходимая разница температур вала и колеса для сборки соединения равна [1]: + Δ) 0,059 + 0,080 ⎞ ⎛ (δ o Δt = ⎜ max = ⎟ = 105 C , − 6 12 ⋅10 ⋅110 ⎠ ⎝ α ⋅d где Δ = (0,10…0,08) мм – зазор для облегчения сборки. Тогда максимальное давление на сопрягаемых поверхностях соединения равно: δ max 0,059 Рmax = = = 32,7 МПа C1 C 2 0,7 2,74 + ) d ⋅( + ) 110 ⋅ ( E1 E 2 2,1 ⋅ 10 5 2,1 ⋅ 10 5 Эквивалентное натяжение в точках на поверхности отверстия зубчатого колеса определяем по формуле: 2 ⋅ d 22 ⋅ Pmax 2 ⋅ 170 2 ⋅ 32,7 σ Э2 = = = 112,5 МПа (d 22 − d 2 ) (170 2 − 110 2 ) Максимальное эквивалентное напряжение не превышает предел текучести материалов вала и колеса что обеспечивает достаточную прочность вала и ступицы зубчатого колеса. Чтобы повысить нагрузочную способность прессового соединения необходимо увеличить расчетный натяг, т.е. принять другую посадку, например: +0,035 +0,101 / + 0,079 ) ; 110 H7/r6 ( +0,035 / ++00,,076 054 ) или 110 H7/s6 (

H7/r6 принимаем расчетный натяг равный среднему δ + δ max 0,019 + 0,079 δ р = δ ср ; δ ср = min = = 0,047 мм 2 2 При среднем натяге δср=0,047мм давление в соединении равно: δp 0,047 P= = = 26 МПа C1 C 2 0,7 2,74 + ) d ⋅( + ) 110 ⋅ ( E1 E 2 2,1 ⋅ 10 5 2,1 ⋅ 10 5 При таком давлении в соединении момент, который может передать вал равен: Для соединения

Т = 0,5⋅π⋅d2⋅l⋅P⋅f = 0,5⋅3,14⋅1102⋅160⋅26⋅0,12 = 9,48⋅106 H‫ڄ‬мм. Для соединения среднему, δ р = δ ср ;

110 H7/S6 расчетный натяг принимаем равным

δ min + δ max

0,039 + 0,101 = 0,070 мм. 2 2 При среднем натяге δср = 0,070 мм давление в соединении равно δp 0,070 P= = = 38,8 МПа C1 C 2 0,7 2,74 + ) d ⋅ ( + ) 110 ⋅ ( E1 E 2 2,1 ⋅105 2,1 ⋅10 5 При таком давлении в соединении момент, который может передать вал равен: T = 0,5·π·d2·l·P·f = 0,5·3,14·1102·160·38,8·0,12=14,44·106 Н·мм. На основании расчетных данных строим график зависимости крутящего момента от давления в соединении (Рис. 2).

δ ср =

Рисунок 2. - График зависимости крутящего момента Т от давления Р в соединении Из графика видно, что с увеличением давления в соединении, увеличивается и крутящий момент. Но с увеличением крутящего момента,

при тех же размерах вала, необходимо принять более прочный материал (например сталь 40Х, 40ХН и др.).

δ max

Необходимое давление Р, МПа

Максимальное давление Рmax МПа

Разница температур Δt, °C

Эквивалентное напряжение σЭ, МПа

Передаваемый момент

0,002

0,059

0,026

14,8

32,7

105

112,5

5,4‫ڄ‬106

0,019

0,076

0,047

42,2

118

145,2

9,48‫ڄ‬106

0,039

0,0101 0,070

56,0

137

192,6 14,44·106

110 Н7/Р6

110 H7/r6 110 H7/S6

Поля допусков, мм

Соединение

Натяг, мм

+0 , 035 + 0 , 059 + 0 , 037

+0 , 035 + 0 , 076 + 0 , 054 +0 , 035 + 0 ,101 + 0 , 079

При этом эвивалентные напряжения в точках на поверхности отверстия зубчатого колеса не превышают предела текучести материалов вала и колеса, что обеспечивает достаточную прочность вала и ступицы зубчатого колеса, (см. табл.1). Выводы: Проведенное исследование показывает, что для повышения нагрузочной способности прессового соединения необходимо увеличить натяг, т.е. принять другую посадку с большим натягом, но в пределах достаточной прочности соединяемых деталей. Если прочность материалов вала и колеса недостаточна необходимо принять более прочные материалы. Список литературы: 1. Павлище В.Т. Основи конструювання та розрахунку деталей машин. Київ, Вища школа, 2003р.-560с. 2. Решетов Д.Н. Детали машин. М.Машиностроение. 1989г.-496с.

Т, H‫ڄ‬мм

δ min

Расчетный натяг δр, мм

Таблица 1. Результаты расчетов параметров соединения

АНИМАЦИОННЫЕ МОДЕЛИ МЕХАНОГИДРОДИНАМИЧЕСКИХ СИСТЕМ ВЫГРУЗКИ УГЛЯ ОЧИСТНЫХ КОМБАЙНОВ ДЛЯ ТОНКИХ ПОЛОГИХ ПЛАСТОВ Нечепаев В.Г., Глущенко Д.А. (ДонНТУ, г. Донецк)

Основные промышленные запасы углей Донбасса сосредоточены в тонких пологих пластах; при этом горно-геологические условия угольных месторождений являются исключительно сложными. Выемка углей осуществляется в основном комбайновым способом, при этом преобладающее распространение получили комбайны со шнековыми исполнительными органами. Наряду со многими достоинствами, такие комбайны характеризуются, особенно в условиях тонких пластов, существенным органическим недостатком - асимметрией потенциалов разрушения и выгрузки разрушенного угля. Несовершенство шнекового исполнительного органа как транспортирующего устройства определяет значительное превышение его потенциальной производительности разрушения угольного пласта над максимальной производительностью выгрузки, что обуславливает ограничение теоретической производительности очистного комбайна по этому фактору. Поскольку известные способы повышения эффективности шнековых транспортирующих устройств на сегодня практически исчерпаны, выполнено совершенствование структуры шнековых исполнительных органов очистных комбайнов путем введения в их состав устройств, оказывающих дополнительное гидродинамическое воздействие на транспортируемый уголь. В этом случае повышение производительности выгрузки достигается за счет воздействия на расположенный в межлопастном пространстве шнека уголь направленным потоком жидкости, которая в этом случае одновременно используется также и для пылеподавления. Разработан ряд оригинальных конструкций исполнительных органов со встроенными в шнек и вынесенными за его пределы струеформирующими механизмами, выполнена их патентная защита. При этом в исполнительных органах с вынесенными струеформирующими механизмами отсутствуют подвижные элементы, что определяет их конструктивную простоту и высокую надежность. Однако шнековый исполнительный орган, дополненный струеформирующими механизмами и осуществляющий одновременно механическое и гидродинамическое воздействие на транспортируемый и выгружаемый уголь, образует качественно новую систему - механо-гидродинамическую в отличие от сугубо механической системы органов традиционной

структуры. Свойства таких систем применительно к функционированию очистных машин ранее не исследовались. Для исследования рабочих процессов механо-гидродинамической системы выгрузки угля усовершенствованной структуры на основе системного подхода разработана ее структурно-функциональная схема, предусматривающая создание шести основных взаимосвязанных детерминированных математических моделей: ММ поступления угля в шнек, ММ формирования объема рабочей камеры шнека, ММ управляемого технологического воздействия на производительность системы, ММ изменения давления в транспортируемом потоке угля, ММ формирования сопротивления окна выгрузки, ММ гидродинамического воздействия потока жидкости (воды) на транспортируемый поток угля. Созданные модели в совокупности являются модельной основой САПР шнековых механо-гидродинамических систем выгрузки повышенной погрузочной способности, обеспечивающих увеличение производительности комбайновой выемки углей в условиях тонких пологих пластов на величину до 2 раз. Особенностью рабочих процессов разработанной механогидродинамической системы выгрузки является наличие ряда потоков сыпучего материала (разрушенного угля), жидкости (вода, подаваемая для орошения) и смешанных потоков (разрушенный уголь и вода), интенсивность и закономерности перемещения которых в рабочем пространстве, а следовательно и производительность системы, определяется соотношением их параметров. Ключевым моментом, определяющим эффективность рассматриваемой системы, является создание в ее рабочем пространстве виртуальной «подпорной стенки», образуемой на пути циркулирующего потока угля потоком жидкости в виде системы напорных струй. Причем «подпорная стенка» также перемещается в рабочем пространстве по траектории, определяемой соотношением ряда конструктивных и режимных параметров. Таким образом, механо-гидродинамическая система выгрузки представляет собой достаточно сложный для анализа пространственный объект с изменяющимися во времени структурой и параметрами. Естественно, что изложение принципов функционирования и изучение такой системы в учебном процессе, а также анализ ее рабочих процессов традиционными методами также весьма затруднительны. Поэтому для визуализации рабочих процессов системы, наряду с математическими моделями ее функционирования, в интегрированной среде программных продуктов AutoCAD2000 и 3D Sdudio MAX разработана также объемная анимационная модель исследуемой системы. Применение AutoCAD2000 обеспечивает точное, детальное и

пропорциональное изображение объемных элементов системы (деталей и сборочных единиц) достаточно сложной конфигурации, а применение 3D Sdudio MAX – их перемещение (поступательное, вращательное, сложное) в пространстве в реальном масштабе времени. Модель включает в себя следующие основные элементы: - забой угольного пласта; - скребковый конвейер СП-202; - неподвижный корпус очистного комбайна К-103, установленный на конвейере; - корпус поворотного редуктора опережающего шнека комбайна; - вращающийся вокруг оси двухлопастной шнек с переменным шагом погрузочных лопастей, оснащенный резцами типа ЗР4-80; - струеформирующий механизм (согласно А.С. СССР № 1300148) для генерирования напорных струй жидкости; - поток разрушенного угля, перемещающийся в рабочем пространстве механо-гидродинамической системы выгрузки; - поток разрушенного угля, перемещающийся по ставу скребкового конвейера; - перемещающийся поток жидкости, образованный напорными струями, и взаимодействующий с перемещающимся в рабочем пространстве механо- гидродинамической системы выгрузки потоком угля; - перемещающаяся в межлопастном пространстве шнека виртуальная «подпорная стенка», образованная напорными струями. На рис.1 и рис.2 показаны примеры реализация модели. Созданная анимационная модель завершает один из начальных этапов планируемого комплекса работ по созданию САПР механогидродинамических систем транспортирования сыпучих материалов в различных технологических системах с визуализацией последствий принятых решений по изменению как конструктивных, так и режимных параметров. В дальнейшем предполагается выполнить следующие разработки: создать анимационные модели функционирования гидродинамических устройств в металлорежущих системах, обеспечивающих принудительное удаление стружки из зоны резания, очистку инструмента при обработке вязких материалов, очистку поверхностей шлифовальных кругов, защиту от шаржирования поверхностей обрабатываемых заготовок, удаление стружки из труднодоступных полостей деталей при сборке, транспортирование деталей к месту сборки, относительную ориентацию и сборку деталей в струйных сборочных автоматах и др.

Рисунок 1. - Фрагмент анимационной 3D-модели

Рисунок 2. - Элемент 3D-модели (шнек) 43

- создать интегрированную среду программных продуктов AutoCAD, 3D Sdudio MAX и МatLAB, обеспечивающую взаимодействие математических и анимационных моделей, описывающих функционирование исследуемых систем. Такая система, по нашему мнению, может представлять практическую ценность как в качестве конструкторско-технологической САПР, так и в качестве современного обучающего комплекса.

СОВЕРШЕНСТВОВАНИЯ СТРУКТУРЫ ТЕХНОЛОГИЧЕСКИХ ОПЕРАЦИЙ АВТОМАТИЗИРОВАННОГО ПРОИЗВОДСТВА НА ОСНОВЕ КОМПЛЕКСНОГО ИСПОЛЬЗОВАНИЯ СОТС Нечепаев В.Г., Слободчуков В.М. (ДонНТУ, г. Донецк)

Предлагается новый подход к использованию смазочно-охлаждающей технологической среды (СОТС) в автоматизированном производстве для совершенствования структуры технологических операций. Выполнено моделирования рабочих процессов системы удаления стружки напорными струями, которая рассматривается в качестве одного из основных єлементов системы комплексного использования СОТС в автоматизированном производстве Наиболее устойчивой тенденцией современного машиностроительного производства является непрерывное повышение его производительности и качества выпускаемой продукции. Это определяет актуальность поиска путей совершенствования структуры технологических операций машиностроения, обеспечивающих повышение производительности и качества выпускаемой продукции. Один из путей реализации этой тенденции основывается на концепции комплексного использования смазочно-охлаждающей технологической среды (СОТС) в условиях автоматизированного производства [1]. Концепция предусматривает одновременное комплексное использование напорных струй СОТС для решения широкого круга задач - смазки и охлаждения зоны резания, силового воздействия на обрабатываемые поверхности, отделяемую стружку, режущие

инструменты и др. с целью повышения производительности обработки и качества изделий. Очевидно, что даже самостоятельное решение каждой из этих задач позволяет повысить эффективность автоматизированного механообрабатывающего производства. При комплексном одновременном решении всех задач с использованием централизованной системы нагнетания для формирования напорных струй, кроме простого суммирования положительных эффектов, обеспечиваются дополнительные преимущества: - функционирование всех установок в оптимальных режимах; - рациональное использование универсальной напорной установки во времени, снижение удельных затрат энергии; - упрощение приготовления, очистки, регенерации, охлаждения, контроля качества СОТС и т.д. Такая комплексная система может охватывать модуль, участок, цех и т. д.; ее рациональная конфигурация определяется спецификой конкретного производства. Решение задач структурно-параметрической оптимизации и оптимального проектирования указанной системы предполагает проведение комплекса теоретических и экспериментальных исследований. При выполнении теоретических исследований комплексная система использования СОТС рассматривается с использованием принципов системного анализа [1]. В соответствии с принципом декомпозиции изучаемый объект рассмотрен как совокупность нескольких подсистем, обладающих определенной функциональной самостоятельностью и взаимодействующих между собой и с внешней средой. Системное представление объекта исследования позволило разработать его структурно-функциональную схему [1], в которой кроме взаимосвязей между подсистемами и модулями, присутствуют взаимосвязи между математическими моделями, описывающими функционирование отдельных модулей и системы в целом. В соответствии с этой схемой, функционирование каждого из модулей описывается одной или несколькими математическими моделями. Одним из эффективных направлений комплексного использования СОТС является удаление металлической стружки из рабочей зоны при фрезеровании закрытых профильных пазов за счет силового гидродинамического воздействия напорных струй рабочей жидкости [2]. Совокупность устройств удаления стружки рассматривается в качестве подсистемы общей системы комплексного использования СОТС. Возможность эффективного своевременного удаления стружки из закрытых профильных пазов традиционными общепринятыми методами и

средствами, особенно в условиях автоматизированного производства, практически исключается. Это обстоятельство, в совокупности со стремлением к максимальному повышению производительности обработки, обуславливает техническую целесообразность удаления стружки, образующейся на операциях фрезерования пазов за счет использования напорных струй СОТС. Разработка устройств удаления стружки напорными струями СОТС выполняется по двум основным принципиальным схемам: - схема с расположением устройств для подачи напорных струй вне фрезеруемого паза; - схема с подачей СОТС для формирования напорных струй по каналам в корпусе фрезы. В первом случае устройства для подачи СОТС располагаются вне инструмента, но движутся эквидистантно его траектории перемещения. Во втором случае СОТС под давлением подается по каналам в теле режущего инструмента на переднюю поверхность зубьев инструмента, удаляя стружку из фрезеруемого паза. Своевременное удаление стружки позволяет исключить возможность ее повторного попадания в зону резания. Это, с одной стороны, предотвращает повреждение обрабатываемых поверхностей заготовки, а следовательно обуславливает повышение их качества. С другой стороны, это исключает повышенный износ кромок зубьев режущего инструмента и их поломку, а следовательно обуславливает повышение стойкости режущего инструмента. В то же время, в настоящее время практически отсутствуют теоретические разработки и необходимые расчетные зависимости для определения рациональных значений параметров систем, осуществляющих силовое гидродинамическое воздействие напорных струй СОТС на отделяемую стружку с целью ее удаления из рабочей зоны. Создание соответствующего математического и программного обеспечения обуславливает необходимость моделирования рабочих процессов рассматриваемых систем. В соответствии с разработанной структурно-функциональной схемой изучаемого объекта, создана интегральная модель функционирования системы удаления стружки, которая в качестве основных составных элементов включает четыре частные математические модели (ММ): аналитические - ММ качества и ММ перемещения тела волочения, образованного удаляемой стружкой; регрессионные ММ гидродинамического воздействия напорных струй и ММ для определения коэффициента сопротивления перемещению тела волочения (ММ технологического воздействия).

Предусматриваются два основных варианта реализации ММ функционирования системы удаления стружки - проверочный и расчетный. Проверочный вариант ориентирован на определение значений параметра шероховатости Ra обрабатываемых поверхностей, исходя из заданных значений параметров системы удаления стружки (диаметра насадка, давления рабочей жидкости, расстояния от насадка до перемещаемой стружки). Проектный вариант предусматривает определение потребных значений параметров системы удаления стружки, исходя из заданного значения параметра шероховатости обрабатываемых поверхностей Ra . Для разработки ММ гидродинамического воздействия напорных струй и ММ технологического воздействия проведены экспериментальные исследования на специальных полноразмерных стендах. Установлено, что изменение во времени силы сопротивления перемещению тела волочения, состоящего из металлической стружки, имеет выраженный периодический нелинейный характер, близкий к колебательному процессу. Эта закономерность имеет место для всех видов стружки и значений параметра шероховатости в исследованном диапазоне. Полученные результаты хорошо корреспондируются с имеющимися представлениями [3] об изменении силы трения при работе пар трения в зоне повреждаемости, характеризующейся схватыванием, смятием, выцарапыванием и другими патологическими процессами. Установленный характер изменения сил сопротивления перемещению стружки, описанный выше, обуславливает целесообразность реализации интегральной математической модели методами имитационного моделирования. Наиболее совершенной и удобной средой имитационного моделирования для решения поставленных задач является пакет моделирования динамических систем Simulink, входящий в состав расширенной версии систем класса MATLAB. На основании вышеизложенного разработан проектный вариант интегральной имитационной модели функционирования систем удаления стружки напорными струями СОТС при фрезеровании Т-образных пазов [4], ориентированный на определение оптимальных параметров таких систем. Выводы. 1. На основе анализа тенденций и возможных путей совершенствования современного автоматизированного механообрабатывающего и механосборочного производства предложено новое направление повышения его эффективности, основанное на

комплексном использовании СОТС, включая силовое гидродинамическое воздействие напорных струй СОТС. 2. Разработаны технические решения по двум схемам: - с расположением устройств для подачи напорных струй вне фрезеруемого паза; - схема с подачей СОТС для формирования напорных струй по каналам в корпусе фрезы. 3. В соответствии с разработанной структурно-функциональной схемой изучаемого объекта, создана интегральная модель функционирования системы удаления стружки напорными струями СОТС. 4. Установлено, что ряд основных параметров интегральной имитационной модели функционирования системы удаления стружки напорными струями СОТС имеет периодический нелинейный характер изменения во времени. Показано, что для описания функционирования системы удаления стружки напорными струями СОТС целесообразно использование аппарата и методов имитационного моделирования. 5. Создана Simulink-модель функционирования систем удаления стружки напорными струями СОТС при фрезеровании Т-образных профильных пазов, ориентированная на определение оптимальных параметров таких систем. Список литературы: 1. Нечепаев В. Г., Гнитько А. Н. Концепция САПР комплексного использования СОТС в автоматизированном производстве / Прогрессивные технологии и системы машиностроения: Международный сб. научных трудов. – Донецк: ДонНТУ, 2003, Вып. 24. – С. 120 – 128. 2. Нечепаев В. Г., Гнитько А. Н. Разработка математической модели удаления стружки напорными струями СОТС при фрезеровании Тобразных пазов // Прогрессивные технологии и системы машиностроения: Международный сб. научных трудов. – Донецк: ДонГТУ, 2002. Вып. 21. С.146-150. 3. Костецкий Б. И., Носовский И. Г., Бершадский Л. И., Караулов А. К. Надежность и долговечность машин – К.: Техніка, 1975. – 408 с. 4. Нечепаев В. Г., Гнитько А. Н. Имитационная SIMULINK-модель функционирования систем удаления стружки напорными струями СОТС // Надежность инструмента и оптимизация технологических систем. Сб. научных трудов. – Краматорск: ДГМА, вып. № 13, 2003. – С. 214 – 219.

МЕТОДИКА ОПРЕДЕЛЕНИЯ КОЭФФИЦИЕНТА ПОЛЕЗНОГО ДЕЙСТВИЯ ПЛАНЕТАРНОГО МЕХАНИЗМА Семаш Я.С., Стойко В.П., Цыхмистро Е.С. (ДонНТУ, г. Донецк)

Коэффициент полезного действия (к.п.д.) оценивает качество механизма и машины, созданной на его базе. Он равен отношению модуля работ или мощности сил полезного сопротивления к работе или мощности движущих сил. К.п.д. - безразмерная положительная величина, чем выше к.п.д., тем меньше потери мощности движущих сил на преодоление непроизводственных сопротивлений. Обеспечение заданного передаточного отношения есть основное условие синтеза планетарных механизмов. Их дополнительных условий одним из важнейших является коэффициент полезного действия (к.п.д.). К.п.д. планетарного механизма можно определять двумя методами. Первый метод основан на силовом расчете с учетом трения. Второй метод основан на предположении, что при обращенном движении силы, действующие на звенья механизма, не изменяются, и потому их отношения могут быть выражены через к.п.д. обращенного механизма. Второй метод является приближенным, так как при обращении движения несколько меняются силы гидравлического сопротивления (в передачах с колесами, погруженными в масляную ванну), не учитываются центробежные силы инерции сателлитов и т.п. Однако он применяется чаще, так как при расчетах по первому методу надо иметь значения коэффициентов трения в зубчатых зацеплениях, которые, как правило не известны. При расчетах по второму методу требуется лишь знать к.п.д. зубчатого механизма с неподвижными осями (к.п.д. обращенного механизма), экспериментальные значения которого определены с достаточной точностью. Для определения к.п.д. планетарного механизма по второму методу примем, что все подвижные звенья уравновешены и движутся равномерно. Постоянные моменты внешних сил, действующих на звенья 1, Н и 4, обозначим через М1, МН, М4 (опорный момент, действующий со стороны основания или фундамента на стойку). Моменты сил движущих считаем положительными, а моменты сил сопротивления – отрицательными. Иначе, момент сил считается положительным, если его направление совпадает с направлением угловой скорости. Предполагаем, что основные потери мощности – потери в зацеплении – и что последние не изменяются в результате обращения движения, так как зависят от относительной скорости, нормального давления и коэффициента трения.

Коэффициент полезного действия (к.п.д) планетарного механизма выражаем через предполагаемый известным кпд механизма в обращенном движении. В последнем у рассматриваемых механизмов последовательно зацепляются две пары, а потому их общий кпд: где η 0 - к.п.д простой пары.

η ( H ) = η 02 ,

(1)

Мощность, развиваемая силой или парой, приложенной к вращающемуся звену: N = M ⋅ω , (2) где М – момент пары или момент силы относительно оси вращения; ω - угловая скорость звена. Одно направление вращения принимаем положительным, а противоположное – отрицательным. Угловые скорости и моменты сил, направленные в одном направлении – положительны, противоположные отрицательны. Мощность движущих сил ( N дв ) положительна, так как направление момента движущих сил совпадает с направлением вращения звена, к которому иоиент приложен. Мощность сил сопротивления отрицательна, так как момент сил сопротивления противоположен направлению вращения звена, к которому он приложен. Чтобы к.п.д. получился положительным при отрицательном числителе- можности сил полезных сопротивлений ( N пс ) , будем писать

η=−

N пс . N дв

(3)

На рассматриваемые планетарные части механизмов действуют три соосных внешних момента: М1 – на звено 1, МН - на водило, М4 – на неподвижное колесо 4. Согласно теореме об изменении главного момента количества движения системы

M1 + M H + M 4 =

dK . dt

При установившемся движении, для которого выводится формула к.п.д., скорости постоянны. А при неизменных скоростях и моментах

инерции звеньев главный момент количества движения системы (К) постоянен и его производная равна нулю, а потому

M1 + M H + M 4 = 0.

(4)

á)

Рисунок 1. – Планетарный (а) и обращенный (б) механизмы 1. В планетарном механизме, рассматриваемом в этой работе, ведущим может быть или звено 1, или водило. а) Если в рассматриваемом механизме момент движущих сил приложен к звену 1, то M 1 ⋅ ω1 〉 0 , момент сил сопротивлений приложен к водилу (M H ⋅ ω H 〈 0 ) и к.п.д. планетарного механизма

η пл = −

М Н ⋅ ωН MH MH =− =− М 1 ⋅ ω1 M 1 ⋅ u1, H M 1 (1 − u1(,H4 ) )

(5)

б) Если ведущим является водило, то M H ⋅ ω H 〉 0 , M 1 ⋅ ω1 〈 0 , тогда

η пл = −

(

М 1 ⋅ ω1 M = − 1 1 − u1(,H4 ) М H ⋅ ωH MH

)

(6)

2. В обращенном движении ведущим может быть звено 4 или звено 1. а) Если в обращенном движении звено 4 – ведущее, то M 1 (ω1 − ω H ) 〈 0

(7)

η (H ) = −

M 1 (ω1 − ω H ) M 1 = − 1 u1(,H4 ) ; M 4 = − ( H ) M 1u1(,H4 ) M 4 (ω 4 − ω H ) M4 η

б) Если в обращенном движении звено 1 – ведущее, то M 1 (ω1 − ω H ) 〉 0

η (H ) = −

M4 M 1u1(,H4 )

; M 4 = − M 1u1(,H4 )η ( H )

(8)

(9) (10)

К.п.д. планетарного механизма определяем в следующем порядке. Считая положительным направление вращения ведущего звена, устанавливаем знаки M 1 , ω1 , ω H , ω1 − ω H . MH При M 1 (ω1 − ω H ) 〈 0 отношение определяем из (8) и (4), а при M1 M 1 (ω1 − ω H ) 〉 0 из (10) и (4). Это отношение подставляем в (5), если M 1ω1 〉 0 ; если же M 1ω1 〈 0 , то – в (6) и получаем выражение для к.п.д. планетарной передачи в общем виде. Когда нет потерь в обращенном механизме, нет потерь и в планетарном. Поэтому, подставив в полученную формулу единицу вместо η (H ) , мы должны получить η пл = 1 , чем и проверяется формула. Список литературы: 1. Артоболевский И.И. Теория механизмов и машин/ И.И.Артоболевский.-М.: «Наука», 1988. – 640 с. 2. Левитский Н.И. Теория механизмов и машин/ Н.И. Левитский. – М.: «Наука», 1979. – 576 с.

КИНЕМАТИЧЕСКОЕ ИССЛЕДОВАНИЕ СТЕРЖНЕВОГО МЕХАНИЗМА С ТРЕХПОВОДКОВОЙ ГРУППОЙ Хлебченко В.И., Моисеенко А.В., Кучер В.С., Цыхмистро Е.С. (ДонНТУ, г. Донецк)

Для определения скоростей и ускорений звеньев стержневых механизмов с группами Ассура III наиболее простым является графический метод построения планов скоростей и ускорений, разработанный проф. Л.В. Ассуром – метод особых точек.

Особой точкой Ассура называется точка, принадлежащая плоскости, которая жестко связана с базисным звеном. Эта точка лежит на пересечении линий двух поводков группы. Следовательно, можно найти три особых точки Ассура, так как линии трех поводков попарно пересекаются в трех местах. Для построения планов скоростей и ускорений нужна лишь одна из этих точек, которая связана с поводком, присоединенным к ведущему звену. При этом удобнее точка, расположенная ближе к базисному звену. В рассматриваемом механизме (представлен в виде учебного пособия в лаборатории кафедры ТММ), в его заданном положении (рис. 1) такой точкой Ассура является точка М, лежащая на пересечении линий поводков 2 и 5 и которая лежит в плоскости, соединенной с звеном 3, т.е. ему принадлежит. Записываем для этой точки векторные уравнения, учитывая, что звено 3 совершает плоскопараллельное движение. V M = VC + V M − C ;

VM = VE + VM − E

(1)

⊥ MC ⊥ KE ⊥ ME Учитываем, что точка С принадлежит также шатуну 2, который совершает плоскопараллельное движение, поэтому VC = V B + V C − B (2), тогда V M = V B + VC − B + V M −C (3) ⊥ CB

⊥ BCM

Так как ω1 = const , то V B = ω1 ⋅ l BA , V B ⊥ AB . Согласно уравнениям (1) и (2) выполняем построение плана скоростей. Откладываем из полюса PV плана скоростей отрезок (Pv b ) , изображающий в масштабе μV вектор скорости В. Через точку b проводим в соответствии с уравнением (3) прямую ⊥ BCM . Затем из точки PV , которая соответствует началу абсолютной скорости точки Е, проводим согласно уравнения (1) линию ⊥ EMK . В пересечени получаем точку m, которую соединяем с полюсом PV и получаем вектор скорости точки М базисного звена 3. Затем рассматриваем точку D, поводок 4 которой не использован при построении точки Ассура М. Записываем векторное уравнение для определения скорости этой точки VD = VM + VD−M (4) ⊥ DF

⊥ DM

Рисунок 1. - План механизма с группами Ассура ІІІ класса, план скоростей и ускорений для данного механизма

Согласно уравнению (4) выполняем построения. Через точку m проводим линию ⊥ DM , а из полюса PV проводим линию абсолютной скорости точки D ⊥ DE , на пересечении получаем точку d и определяем скорость точки D. V D = (PV d )μV . Записываем уравнение для определения скорости точки С: VC = V D + VC − D (5)

⊥ CD Выполняя построения согласно уравнениям (2) и (5), через точку b проводим линию ⊥ CB , а через точку d проводим линию ⊥ CD . В пересечении получаем точку С, которую соединяем с полюсом PV и определяем значение скорости точки С. VC = (PV c ) ⋅ μV . Скорость точки Е определяем по уравнению VE = VD + VE −D (6) ⊥ EK ⊥ DE Из полюса PV проводим линию ⊥ KE , а из точки d – линию ⊥ DE , в пересечении получаем точку е. V E = (PV e ) ⋅ μV Анализируя построение плана скоростей, замечаем, что полученный на плане Δcde ~ ΔCDE плана механизма, что подтверждает теорему подобия плана скоростей: «Неизменяемой фигуре на плане механизма соответствует подобная и сходственно расположенная фигура на плане скоростей». Построение плана ускорений выполняется в аналогичной последовательности: B → M → D → C . a B = a Bn + a Bф ; a Bф = ε 1 ⋅ l AB = 0 , т.к. ω1 = const .

a Bn = ω12 ⋅ l AB . Направлен вектор a Bn ||АВ от точки В к А. Из точки Pa - полюса плана ускорений откладываем отрезок (Pa b ) , изображающий ускорение точки В. Ускорение точки М определяем в результате совместного решения векторных уравнений, слставленных по аналогии с уравнениями плана скоростей. a M = a C + a Mn −C + a Mф −C , a C = a B + a Cn − B + a Cф− B где (7) ||СВ(от С→В) ⊥ CB ||МС(от М→С) Получаем уравнение a M = a B + a Cn − B + a Mn −C + a Mn −C + a Cф− B + a Mф −C

||МСВ

⊥ MCB

(8)

a M = a En + a Eф + a Mn − E + a Mф − E = a En + a Mn − E + a Eф + a Mф − E ||КЕ (от Е к К)

⊥ KE || МЕ(от М к Е) ⊥ ME

(9)

⊥ KME

||ЕМ

Модули нормальных ускорений определяем по уравнениям a Cn − B

VC2− B V M2 −C V E2 V M2 − E n n n = ; a M −C = ; aE = ; aM −E = . l CB l MC l KE l ME

Совместное решение уравнений (8) и (9) выполняется в следующей последовательности: a Bn Из полюса плана ускорений откладываем отрезок (Pa b ) = . Затем

μa

из его конца проводим линию || ВС и на ней откладываем отрезок n a Cn − B + a M −C (bn1 ) = . Далее из полюса Pa проводим линию || КЕ и на ней

μa

откладываем отрезок

(Pa n 2 ) =

n a En − a M −E

μa

. Затем из точек n1 и n 2

проводим линии перпендикулярные соответственно отрезкам (bn1 ) и (Pa n 2 ) . На их пересечении получаем точку m, представляющую конец абсолютного ускорения точки Ассура М. Далее определяем ускорение точки D из совместного решения уравнений: a D = a Dn + a Dф (10) и

a D = a M + a Dn − M + a Dф− M

||DF (от D к F) ⊥ DF

(11)

||DM (от D к M) ⊥ DM

Модули нормальных ускорений определяются из уравнений: a Dn

V D2 = ; l DF

a Dn − M

Из полюса Pa откладываем отрезок откладываем отрезок

(mn 4 ) =

a Dn − M

μa

V D2− M = . l D−M

(Pa n3 ) =

a Dn

μa

, а из точки m

. Затем прямые соответственно

перпендикулярные линиям DF и DM. На их пересечении находим точку d,

которая является концом вектора абсолютного ускорения точки D: a D = (Pa d ) ⋅ μ a . Ускорение точки С определяем путем совместного решения уравнений (7) и (12), которое имеет вид a C = a D + a Cn − D + a Cф− D

(12)

||CD(от C к D) ⊥ CD

Определив отрезок

(bn5 ) =

a Cn − B

μa

VC2− D = нормального ускорения l CD производим следующие построения: a Cn − D

, а так же значение модуля его изображения

(dn6 ) =

a C − Dn

μa

Из точки b плана ускорений проводим линию ||ВС, на ней откладываем отрезок (bn5 ) , а из точки d проводим линию || CD, на которой откладываем отрезок (dn 6 ) . Через точки n5 и n6 проводим линии под прямым углом соответственно к линиям BC и CD. На их пересечении получаем точку с, которую соединяем с Pa . a C = (Pa c ) ⋅ μ a .

Ускорение точки Е целесообразно определить по правилу подобия плана ускорений. Для этого на отрезке (dc ) строится Δdec ~ ΔDEC , используя значения ∠EDC и ∠ECD . Точку е соединяем с полюсом Pa и определяем a E = (Pa e ) ⋅ μ a . Список литературы: 1. Артоболевский И.И. Теория механизмов и машин/ И.И.Артоболевский.-М.: «Наука», 1988. – 640 с. 2. Теория механизмов и машин: учебное пособие для вузов / М. З. Козловский [и др.] ; М.З.Козловский, А.Н. Евграфов, Ю.А. Семёнов, А.В. Слоущ. - 2-е изд., испр. - М. : ИЦ "Академия", 2008. - 560с. 3. Фёдоров, Н. Н. Теория механизмов и машин [Электронный ресурс]: учеб. пособие / Н. Н. Федоров. - Омск: Изд-во ОмГТУ, 2008. – 224 с. 4. Карелина, М.Ю. Теория механизмов и машин : учеб. пособие / М.Ю. Карелина. - М.: МАДИ, 2015. – 80 с.

Материалы Вузовской научно-практической конференции молодых ученых, аспирантов и студентов по направлению

«МАШИНОВЕДЕНИЕ»

(Электронное издание)

Статьи в сборнике представлены в редакции авторов