авторефераты диссертаций БЕСПЛАТНАЯ БИБЛИОТЕКА РОССИИ

КОНФЕРЕНЦИИ, КНИГИ, ПОСОБИЯ, НАУЧНЫЕ ИЗДАНИЯ

<< ГЛАВНАЯ
АГРОИНЖЕНЕРИЯ
АСТРОНОМИЯ
БЕЗОПАСНОСТЬ
БИОЛОГИЯ
ЗЕМЛЯ
ИНФОРМАТИКА
ИСКУССТВОВЕДЕНИЕ
ИСТОРИЯ
КУЛЬТУРОЛОГИЯ
МАШИНОСТРОЕНИЕ
МЕДИЦИНА
МЕТАЛЛУРГИЯ
МЕХАНИКА
ПЕДАГОГИКА
ПОЛИТИКА
ПРИБОРОСТРОЕНИЕ
ПРОДОВОЛЬСТВИЕ
ПСИХОЛОГИЯ
РАДИОТЕХНИКА
СЕЛЬСКОЕ ХОЗЯЙСТВО
СОЦИОЛОГИЯ
СТРОИТЕЛЬСТВО
ТЕХНИЧЕСКИЕ НАУКИ
ТРАНСПОРТ
ФАРМАЦЕВТИКА
ФИЗИКА
ФИЗИОЛОГИЯ
ФИЛОЛОГИЯ
ФИЛОСОФИЯ
ХИМИЯ
ЭКОНОМИКА
ЭЛЕКТРОТЕХНИКА
ЭНЕРГЕТИКА
ЮРИСПРУДЕНЦИЯ
ЯЗЫКОЗНАНИЕ
РАЗНОЕ
КОНТАКТЫ

Pages:   || 2 | 3 | 4 | 5 |   ...   | 8 |
-- [ Страница 1 ] --

Министерство образования и науки Российской Федерации

Федеральное государственное бюджетное

образовательное учреждение

высшего профессионального

образования

Уфимский государственный авиационный технический университет

Седьмая Всероссийская зимняя школа-семинар

аспирантов и молодых ученых

АКТУАЛЬНЫЕ ПРОБЛЕМЫ НАУКИ И ТЕХНИКИ

14-16 февраля 2012 года

Сборник научных трудов Том 2 МАШИНОСТРОЕНИЕ, ЭЛЕКТРОНИКА, ПРИБОРОСТРОЕНИЕ Уфа 2012 Актуальные проблемы в науке и технике. Том 2. Машиностроение, электроника, приборостроение. Сборник трудов седьмой Всероссийской зимней школы-семинара аспирантов и молодых ученых, 14-16 февраля, 2012 г. / Уфимск. гос. авиац. тех. ун-т. – Уфа: УГАТУ, 2012. – 332 с.

В настоящем сборнике представлены тексты докладов участников седьмой Всероссийской зимней школы-семинара аспирантов и молодых ученых, проходившей на территории УГАТУ 14-16 февраля 2012 г.

Программный комитет:

Гузаиров М.Б. (председатель) Кривошеев И.А. (зам. председателя) Водопьянов В.В.

Исмагилова Л.А.

Аксенов С.Г.

Ясовеев В.Х.

Поликарпов Ю.В.

Месропян А.В.

Юсупова Н.И.

Организационный комитет:

Бадамшин Р.А. (председатель) Ахмедзянов Д.А. (зам. председателя) Янбухтин Р.М.

Мухачева Н.Н.

Хисматуллин К.А.

Гишваров А.С.

Грешнов В.М.

Бакиров Ф.Г.

Еникеев Р.Д.

Целищев В.А.

Жернаков В.С.

Материалы публикуются в авторской редакции.

©Уфимский государственный ISBN 978-5-4221-0261- авиационный технический университет, Предисловие В сборник включены доклады участников седьмой всероссийской зимней школы-семинара аспирантов и молодых ученых «Актуальные проблемы науки и техники», проведенной с 14 по 16 февраля 2012 года на базе территории УГАТУ.

Доклады участников школы-семинара заслушивались на следующих секциях:

1. Информационные и инфокоммуникационные технологии.

2. Машиностроение, электроника, приборостроение.

3. Управление в социально-экономических системах 4. Естественные науки.

Тексты докладов участников школы-семинара распределены по томам в следующем порядке:

1 том – первая секция 2 том – вторая секция 3 том – третья и четвертая секции От имени программного комитета и оргкомитета благодарю всех участников за активную работу в секциях школы-семинары и желаю всем новых творческих достижений.




Председатель программного Комитета, ректор УГАТУ, М.Б. Гузаиров д-р техн. наук, профессор СЕКЦИЯ № МАШИНОСТРОЕНИЕ, ЭЛЕКТРОНИКА, ПРИБОРОСТРОЕНИЕ УДК 621. ВЫСОКОМОМЕНТНЫЙ МАГНИТОЭЛЕКТРИЧЕСКИЙ ДВИГАТЕЛЬ ДЛЯ МОТОР-КОЛЕСА Чильдинов П.А.

Научный руководитель: д.т.н., профессор Хайруллин И.Х.

Уфимский государственный авиационный технический университет Электронная почта: paulchild@mail.ru Бурный рост городского автотранспорта привел к необходимости разработки машин, не загрязняющих воздушные бассейны выхлопными газами, имеющих низкий уровень шума и прогрессивные конструктивные решения.

Современные технические системы имеют ряд недостатков по своим тактико техническим и экономическим показателям за счет наличия редуктора, т.к.

всегда предполагается определенный процент потерь передаваемой мощности за счет сил трения [1].

Новая концепция безредукторного привода исключает многие механические потери между двигателем и рабочим агрегатом (рис. 1). При выполнении привода ведущих колес по типу «мотор-колесо», в едином агрегате конструктивно объединены тяговый электродвигатель и механическая передача, соединяющая его с колесным движителем [2].

Рисунок 1. Модель безредукторного двигателя В качестве двигателя безредукторного привода выбран и спроектирован вариант бесконтактной синхронной электрической машины с кольцевой обмоткой на статоре и постоянными магнитами на роторе, что обеспечивает более широкие функциональные возможности в самых тяжелых условиях и режимах по сравнению с асинхронной. При этом для большинства объектов управления бесконтактный двигатель выполняется тихоходным. Высокий КПД – характерный признак такого низкооборотного, но высокомоментного двигателя с частотным управлением [3].

Объектом исследования в данной работе является магнитоэлектрический двигатель с двойным полым индуктором, совершающим вращательные движения, и кольцевой обмоткой на якоре (рис. 2).

Рисунок 2. Магнитоэлектрический двигатель с кольцевой обмоткой Магнитоэлектрический двигатель содержит сердечник якоря 1 с намотанной на него кольцевой обмоткой 2, магнитопровод 3, электропроводящий двойной индуктор 4, в виде двух полых цилиндров, набранных из постоянных магнитов.

Магнитоэлектрический электромеханический преобразователь с кольцевой обмоткой работает следующим образом. При подводе к обмотке якоря 2 трехфазного тока из сети, в результате взаимодействия магнитных полей якоря и индуктора, поле якоря увлекает за собой индуктор. Возбуждаясь от поля постоянных магнитов, индуктор приходит во вращение, обуславливая электромагнитный момент. При этом индуктор вращается в ту же сторону и с такой же скоростью, как и поле якоря [4].

При питании обмоток статора системой синусоидальных напряжений с необходимым временным сдвигом имеет место режим синхронного двигателя.

Магнитоэлектрический двигатель с кольцевой обмоткой способен также работать в режиме генератора электрической энергии. Имеется возможность осуществлять программирование параметров, изменять характеристики привода путем изменения его структуры, а также путем изменения формы фазных напряжений или переключения секций обмотки статора синхронной машины.





Конструкция якоря электрической машины позволяет упростить обмотку, обеспечить надежное крепление обмотки к сердечнику, защитить обмотку от различных воздействий. За счет очень малых лобовых частей кольцевой обмотки электрическая машина имеет лучшие энергетические и массогабаритные характеристики.

Конструкция ротора 4 и магнитопровода 3 позволяет при максимальном использовании поля постоянных магнитов, получить высокий электромагнитный момент, улучшить условия охлаждения, при этом не нарушается требование минимальных веса и габаритов. Равномерное распределение обмотки якоря дает возможность получать совершенно равномерное вращение двигателя, что значительно улучшает свойства электрических машин.

Применение высококоэрцитивных постоянных магнитов Nd-Fe-B (неодим-железо-бор) решает также задачу обеспечения максимально возможной статической добротности и устойчивости двигателя к значительным перегрузкам по току и моменту.

Список литературы 1. Ставров О.А. Перспективы создания эффективного электромобиля. – М.: Наука, 1994. – 165 с.

2. Яковлев А.И. Конструкция и расчет электромотор-колес. – М.:

Машиностроение, 1995. – 238 с.

3. Исмагилов Ф.Р. Электромагнитные элементы систем управления со сложной геометрией ротора. – Уфа: УГАТУ, 1997. – 139 с.

4. Хайруллин И.Х. Электромагнитные поля и параметры электромеханических преобразователей энергии: учебное пособие / И.Х.

Хайруллин, В.А. Папернюк, Д.Ю. Пашали. – Уфа: УГАТУ, 2007. – 165 с.

УДК 669. ПРОГНОЗИРОВАНИЕ РАЗРУШЕНИЯ МЕТАЛЛА В ПРОЦЕССЕ ИНТЕНСИВНОЙ ПЛАСТИЧЕСКОЙ ДЕФОРМАЦИИ ЦИЛИНДРИЧЕСКОЙ ЗАГОТОВКИ РАВНОКАНАЛЬНЫМ УГЛОВЫМ ПРЕССОВАНИЕМ Дубинина С.В.

Научный руководитель: д.физ.-мат.наук, профессор Валиев Р.З.

Уфимский государственный авиационный технический университет Электронная почта: Dubinina-SV@yandex.ru Последние два десятилетия характеризуются активным развитием теории и технологии процессов интенсивной пластической деформации (ИПД), направленных на измельчение зерен в различных металлических материалах вплоть до десятков- сотен нанометров и формирования в них объемных наноструктурных состояний с привлекательными свойствами в получаемых полуфабрикатах и изделиях.

Весьма актуальным вопросом при разработке процессов ИПД полуфабрикатов и последующего пластического формоизменения наноструктурных заготовок в операциях обработки металлов давлением (ОМД) является прогнозирование разрушения металла. Решение этого вопроса важно, поскольку накапливаемые в ходе ИПД деформации велики. При этом материал заготовки, исчерпав свою способность к деформированию, начинает разрушаться после, например, определенного числа проходов равноканального углового прессования (РКУП) или при выполнении последующей операции ОМД.

Предельные деформации в процессах интенсивной пластической деформации (ИПД) ограничиваются вязким разрушением металла. Вязкое разрушение металла сопровождается развитием и увеличением количества микропор и микротрещин, относительный объем которых в единице объема металла характеризуется поврежденностью металла.

В практике расчетов в нашей стране наибольшее распространение получили методики оценки поврежденности металла – В. Л. Колмогорова, А.

А. Богатова, за рубежом – Cockroft & Latham, которая установлена в программном комплексе DEFORM 3D по умолчанию, как основная методика прогнозирования разрушения металла при большой пластической деформации. В работе [1] предложен алгоритм использования модели разрушения металла Cockroft & Latham, позволяющий учитывать, при расчете поврежденности металла, изменяющееся напряженное состояние материальной точки заготовки.

Цель данной работы – сравнение оценок поврежденности металла, полученных с использованием различных методик [1], [2] и установление их применимости для прогнозирования разрушения металла при РКУП цилиндрической заготовки.

В качестве объекта исследований использовали цилиндрическую заготовку диаметром 10 мм и длиной 70 мм, из стали 15.

В процессе исследований выполняли компьютерное моделирование процесса РКУП цилиндрической заготовки с использованием программного комплекса DEFORM 3D [3] и физический эксперимент.

Поврежденность рассчитывали по формуле, полученной в работе [1]:

r = cк / ( 1 )ср i,р, (1) i к =1 к где, r – количество этапов деформирования материальной точки, i,к + cк = 1 d i – приращение показателя Cockroft & Latham на к- ом этапе i i,к i, к – интенсивность деформирования материальной точки заготовки, деформации, накопленной материальной точкой заготовки к началу к-го этапа i, к +1 – интенсивность деформации, накопленной деформирования, материальной точкой заготовки к окончанию к-го этапа деформирования, 1 – i – интенсивность главное положительное нормальное напряжение, i, р – интенсивность деформации, накопленной материальной напряжений, точкой образца при испытании к моменту разрушения при постоянном значении показателя 1 / i напряженного состояния.

Для сравнения результатов расчета поврежденность металла m j aa рассчитывали по формуле из работы [2]: = a d (2) j =1 0 р где m – количество участков монотонной или квазимонотонной деформации материальной точки, an ai / ai + a2 / a a1 / a j aa 1 i n, a d = + +... + +... + 2 i n 0 j – степень деформации сдвига на j-ом участке монотонной или квазимонотонной деформации материальной точки, в которой рассчитывается поврежденность, n – количество этапов деформирования материальной точки, на протяжении каждого из которых степень деформации сдвига равна i, а термомеханические параметры постоянны, но изменяются скачком при 1+ 0, переходе от i-го к (i+1) – му этапу, a = a0 T, a0 = 2,585, pn – интенсивность деформации сдвига накопленная металлом к моменту разрушения при постоянных термомеханических параметры n-го этапа деформирования материальной точки, определяли с использованием экспериментально установленной для стали 15 функции.

Количество m участков монотонной или квазимонотонной деформации материальной точки, движущейся по траектории в очаге деформации, определяли путем расчета и анализа изменения знака компонент тензора скорости вращения в сопутствующей системе координат, определенной на базисе собственных векторов тензора скорости деформации. Изменение знака хотя бы одной из трех компонент тензора скорости вращения служило основанием считать данную временную точку началом очередного и окончанием предыдущего участков монотонной или квазимонотонной деформации материальной точки. Частные производные от компонент скоростей движения материальной точки по координатам сопутствующей системы координат, при расчете компонент тензора скорости вращения, вычисляли через конечные разности соответствующих координат и средние значения главных скоростей деформации материальной точки для двух близких ее положений на траектории движения. При этом для каждой рассчитанной ориентации сопутствующей системы координат вращательное движение материальной точки анализировали за время равное длительности t э этапа деформирования.

Максимальное значение показателя Cockcroft & Latham c = 1 d – i i i показателя поврежденности металла, наблюдается в области заготовки, примыкающей при РКУП к внутреннему углу матрицы Из рисунка 1 видно, что деформирование материальной точки заготовки характеризуется семью участками квазимонотонной деформации. Время деформирования материальной точки заготовки, при расчете поврежденности металла, представляли 200-ми этапами деформирования с длительностью этапа tэ равной 2 с. Значение поврежденности металла, рассчитанное по формуле (1), получили равным 0,205, а по формуле (2) – 0,223. Относительное отклонение оценок поврежденности металла, за один проход РКУП в указанной материальной точке заготовке, составило 8,8 %. После трех проходов РКУП, с поворотом заготовки на 90 град вокруг «продольной» оси перед очередным проходом РКУП, расчетные значения поврежденности составили соответственно 0,969 и 0,958. После четырех проходов РКУП, с поворотом заготовки на 90 град вокруг «продольной» оси перед очередным проходом РКУП, расчетные значения поврежденности составили соответственно 1,149 и 1,058. Физический эксперимент показал, что разрушение заготовки при РКУП происходит во время осуществления третьего прохода РКУП (см. рис. 2).

Рис. 1. Графические зависимости компонент тензора скорости вращения & 2 ;

2 & & 3 ;

3 – 1.

материальной точки от времени: 1 – – Рис. 2. Заготовка, полученная после трёх проходов РКУП.

Оценки поврежденности металла при равноканальном угловом прессовании цилиндрической заготовки, полученные с использованием методик А. А. Богатова и Cockroft & Latham, хорошо согласуются.

Относительное отклонение оценок поврежденности металла не превышает %.

Методики А. А. Богатова и Cockroft & Latham – методики расчета поврежденности металла одинаково приемлемы для удовлетворительного прогнозирования разрушения металла при равноканальном угловом прессовании цилиндрической заготовки.

Список литературы 1. Боткин А. В., Валиев Р. З., Степин П. С., Баймухаметов А. Х. Оценка поврежденности металла при холодной пластической деформации c использованием модели разрушения Кокрофт-Латам // Деформация и разрушение материалов. 2011. № 7. С. 17-22.

2. Богатов А.А.Механические свойства и модели разрушения металлов.

Учебное пособие для вузов.–Екатеринбург:ГОУВПО УГТУ, 2002. 329 с.

3. Лицензия. P. C. SFTS. Key#9190/ Ufa, Russia.

УДК 608. КОМПЛЕКС ГЕОИНФОРМАЦИОННОЙ МАГНИТОМЕТРИЧЕСКОЙ АППАРАТУРЫ Воробьев А.В., Зигангиров Л.Р., Шапашников А.М.

Научный руководитель: к.т.н., доцент Воробьев А.В.

Уфимский государственный авиационный технический университет Электронная почта: cpu8bit@yandex.ru В современном мире специалисты, научный интерес которых находится в области биологии, медицины, геофизики, геологии, техники, социологии, психологии и многих других наук, уделяют все большее внимание сопоставлению параметров внешних геомагнитных вариаций с тенденциями существования и развития наблюдаемых систем и объектов под их влиянием, а также последующему анализу полученных результатов. В основе своей этот интерес несет в себе идею того, что некоторые составляющие ГМВ (или их определенное сочетание) с достаточной вероятностью могут непосредственно или косвенно воздействовать как на биологические, технические, геологические и прочие объекты в целом, так и на человека в частности. В результате чего искаженные нормальные условия существования рассматриваемой системы, вынуждают ее либо приспосабливаться к изменениям окружающей магнитной обстановки, либо продолжать существовать в ней в стрессовом (неустойчивом) режиме.

Таким образом, становится достаточно очевидным, что мониторинг, регистрация, обработка, анализ и прогнозирование параметров геомагнитных вариаций является сложной, актуальной и многогранной как научно технической, так и естественнонаучной проблемой современного общества с пока еще не сформировавшимся унифицированным подходом к ее решению.

На сегодняшний день эта задача частично решается посредством сети магнитных обсерваторий – ученых учреждений, в которых производятся параметрические наблюдения магнитосферы Земли и необходимые для них астрономические. Зарегистрированные данные по состоянию магнитного поля и ионосферы в свою очередь регулярно направляются в Международные центры, которые находятся в России, США, Дании и Японии где они тщательно изучаются, обрабатываются и в некоторых случаях становятся доступными для широкой аудитории, разумеется, с известным запаздыванием.

В настоящее время день данная сеть включает в себя около магнитных обсерваторий, причем 30 из которых находятся на территории РФ и стран СНГ.

Другими словами, в среднем по планете, одна обсерватория приходится на площадь 4 250 600 км2, что для сравнения, превосходит суммарную площадь стран входящих в Евросоюз (по состоянию на 2011 г.). Но в действительности, ситуация обстоит несколько хуже. Дело в том, что обсуждаемые учреждения распределены по планете крайне неравномерно:

наибольшее их количество приходится на территории Европы, меньше всего на территории океанов, морей, пустынь, джунглей и прочих малонаселенных, или незаселенных вообще регионов Земного шара.

В результате, объективность оценки параметров магнитосферы Земли как у ее поверхности в целом, так и во многих ее локальных зонах, в том числе в ряде крупных промышленных центров представляется весьма условной.

В подтверждение этому достаточно привести следующую простую аналогию. Пусть в соответствии с рассчитанной средней плотностью геомагнитных обсерваторий на всей территории Евросоюза также находится одна станция для измерения таких параметров окружающей среды, как температура воздуха, влажность, атмосферное давление, скорость ветра и т.п.

Тогда руководствуясь существующими методами аппроксимации параметров геомагнитных возмущений, систематически регистрируя указанные метеорологические параметры, к примеру, на севере Великобритании, населению, проживающему на юге Италии, придется руководствоваться теми же самыми результатами, к тому же получаемыми не регулярно и не своевременно. Очевидно, что эффективность такого подхода крайне низкая, а передаваемые результаты в лучшем случае могут отображать общую годовую тенденцию изменения параметров, и будут иметь вероятностный характер.

Вопрос же оценки магнитной погоды стоит несколько острее в свете того, что как отмечалось до этого, человек не обладает органами чувств, способными уловить состояние геомагнитного поля, а следовательно, не способен руководствуясь личными ощущениями принять оперативные меры, нацеленные на минимизацию неблагоприятных последствий в результате негативного воздействия геомагнитных вариаций.

Несколько усугубляет проблему и то, что процесс смены магнитной погоды носит гораздо более динамичный и непредсказуемый характер по сравнению с вариациями атмосферного давления, температуры, влажности воздуха и т.п.

Таким образом, имеет место научно-техническая проблема, заключающаяся в разработке и создании сети специализированных информационно-измерительной систем с малыми массогабаритными показателями, обладающих возможностью работать в автономном режиме и обеспечивать функцию автоматизированной регистрации, комплекса параметров геомагнитных вариаций, их предварительный анализ и последующую передачу в Центр обработки информации.

В ходе обзора и анализа, геомагнитных вариаций, в настоящей работе использовались данные, являющиеся результатом многолетних наблюдений магнитосферы Земли и широко публикуемые следующими научно исследовательскими институтами и организациями:

Институт земного магнетизма, ионосферы и распространения радиоволн РАН «ИЗМИРАН», г. Троицк, Россия;

Национальный исследовательский Томский государственный университет, «ТГУ» г. Томск, Россия;

Национальное управление океанических и атмосферных исследований (National Oceanic аnd Atmospheric Administration «NOAA»), г. Роквилл (Rockville), США (USA);

Национальное управление по аэронавтике и исследованию космического пространства (National Aeronautics and Space Administration «NASA»), г.

Вашингтон (Washington, D.C.), США (USA).

На сегодняшний день современная промышленность располагает достаточно широким рядом технических устройств, по средствам которых в той или иной степени представляется возможным регистрировать параметры геомагнитных вариаций. В первую очередь среди них следует отметить следующее:

феррозондовые датчики;

квантовые оптические магнитометры;

магнитометры на основе ядерного магнитного резонанса;

СКВИД-магнитометры;

датчики на основе эффекта Холла;

датчики на основе эффекта Гаусса (магниторезисторы). [1] Но в качестве чувствительных элементов геоинформационного магнитометрического комплекса используются анизотропные магниторезистивные (АМР) первичные измерительные преобразователи.

И хотя такой выбор, применительно к данной области назначения геоинформационного магнитометрического комплекса не является традиционным, он обусловлен в первую очередь, достигнутыми в последнее время высокими значениями чувствительности АМР элементов, что в сочетании с высокой технологичностью их производства, малыми массогабаритными показателями, и высокими показателями надежности существенно расширяет области их применения по сравнению с аналогичными датчиками, используемыми несколько лет назад.

На рисунке 1 приведен внешний вид аппаратного обеспечения магнитометрического модуля. Далее, приведены основные метрологические характеристики информационно-измерительной системы регистрации параметров геомагнитных возмущений.

Рисунок 1. Общий вид экспериментального образца магнитометрического модуля Представленная ИИС обладает следующими метрологические характеристиками (f|B|=10 Гц): предел измерений: – 0 мкТл|B|200 мкТл;

абсолютная погрешность: x 0.126 мкТл;

относительная погрешность 0.08 % ;

среднее квадратическое отклонение S=0.08 мкТл;

размах результатов измерений Rn =0.21 мкТл.

Список литературы 1. Миловзоров Г.В., Воробьев А.В. Система контроля и регистрации параметров геомагнитных возмущений Электроника, автоматика и измерительная техника. Межвузовский сборник научных трудов. – Уфа 2007.

С. 212-215.

УДК 621.452. ПРИМЕНЕНИЕ ИМИТАЦИОННОГО МОДЕЛИРОВАНИЯ ПРИ ИССЛЕДОВАНИИ ДИНАМИЧЕСКИХ ХАРАКТЕРИСТИК АВИАЦИОННЫХ ГТД Михайлов А.Е.

Научный руководитель: д.т.н., профессор Ахмедзянов Д.А.

Уфимский государственный авиационный технический университет Электронная почта: mikhailov.ugatu@gmail.com Современный газотурбинный двигатель представляет собой сложную нелинейную динамическую систему с взаимным влиянием газодинамических и теплофизических процессов, протекающих в его узлах. Процессы в двигателе являются нестационарными по времени и условиям эксплуатации, а для отдельных конструктивных схем имеют переменную структуру. Способность авиационных двигателей быстро изменять режим работы – их важнейшая эксплуатационная характеристика. Она в значительной степени определяет такие качества летательного аппарата, как быстрота запуска двигателя, маневренность и безопасность в критических ситуациях, эффективность при ведении воздушного боя [1].

Учитывая роль неустановившихся режимов в жизненном цикле ГТД, их влияние на выбор параметров, законов управления, на работоспособность и техническое состояние, сложность описания и анализа процессов, происходящих в компрессоре, камере сгорания и других узлах ГТД, проблема исследования неустановившихся режимов является чрезвычайно важной и актуальной.

Настоящая работа посвящена исследованию динамической характеристики одновального ТРД с нерегулируемой геометрией в системе имитационного моделирования (СИМ) авиационных ГТД на установившихся и неустановившихся режимах работы DVIGwp [2].

СИМ DVIGwp базируется на универсальной поэлементной математической модели газотурбинного двигателя на неустановившихся режимах работы. Особенности разработанной в НИЛ САПР-Д системы имитационного моделирования представлены в [3].

Расчетное исследование производится на индивидуальной модели одновального турбореактивного двигателя с нерегулируемой геометрией проточной части в СИМ DVIGwp (рис. 1).

Расчет динамической характеристики одновального ТРД производится в области положительных значений ускорения по частоте вращения ротора.

Исследование производится при закрытой ленте перепуска воздуха. В исследуемом диапазоне изменения частот вращения ротора и ускорения по частоте вращения ротора режим течения в сопловом аппарате турбины и в реактивном сопле является критическим.

Зависимости всех приведенных величин (параметров) двигателя от приведенной частоты вращения ротора и приведенного расхода топлива могут быть выражены графически для каждого из параметров xi в виде сеток линий постоянных значений xinp в координатах графика nnp (абсцисса) и GTnp (ордината). Такой график называется динамической характеристикой ТРД [4].

Построение динамической характеристики одновального ТРД производится в СИМ DVIGwp за счет расчета совокупности приемистостей с законом расчета, представленным в табл. 1.

Таблица Закон расчета в СИМ DVIGwp Варьируемый параметр Поддерживаемый параметр Приведенный расход воздуха на Площадь критического сечения входе в компрессор, GВnp выходного устройства FCкк Степень повышения давления Относительная пропускная воздуха в компрессоре K способность турбины AT Приведенный расход топлива в Ускорение по частоте вращения камере сгорания GTnp ротора турбокомпрессора n& Рисунок 1. Создание индивидуальной модели одновального турбореактивного двигателя в СИМ DVIGwp На рисунках 2-3 представлена динамическая характеристика одновального ТРД с нерегулируемой геометрией проточной части в виде зависимостей n = f (n пр, G Тпр ), G Тпр = f (n пр, n ), nпр = f (GТпр, n ) в интервале частот & & & вращения nпр = 75%..100 % при критическом режиме течения в сопловом аппарате турбины и реактивном сопле.

На динамической характеристике одновального ТРД (рис. 2-3) приведена сетка ускорений по частоте вращения ротора, которая представляет собой графически выраженное уравнение n = f (nпр, GТпр ), описывающее двигатель в & рассматриваемой области его характеристик для всех условий полета как звено, входом которого является GТпр, а выходом nпр.

а) б) Рисунок 2. Расчетная динамическая характеристика в виде зависимостей n = f (nпр, GТпр ) (а), GТпр = f (nпр, n ) (б).

& & а) б) Рисунок 3. Расчетная динамическая характеристика в виде зависимости nпр = f (GТпр, n ) (а) и характеристика компрессора совместно с изолиниями полного & адиабатического КПД (б) На динамической характеристике представлена сетка изобар полного давления воздуха за компрессором p * (величина p * входит как сигнал по K K многие схемы регуляторов и необходима при расчете переходного процесса).

Расчетный характер представленных результатов позволяет нанести на динамическую характеристику сетку изолиний полного адиабатического коэффициента полезного действия компрессора. На рис. 3 (б) представлена характеристика компрессора с изолиниями полного адиабатического КПД компрессора. Сравнительный анализ кривых, представленных на рис 2-3, позволяет выявить сходственное протекание изолиний полного адиабатического КПД компрессора на динамической характеристике ТРД и на характеристике компрессора. Коэффициент полезного действия компрессора является одним из наиболее существенных факторов, влияющих на избыточный момент турбины (совместно с основным регулирующим воздействием GТпр ) и изменяющимся в широких пределах. Таким образом, расчетная сетка изолиний адиабатического КПД компрессора и полного давления воздуха за компрессором p * на динамической характеристике ТРД K может быть использована при оптимизации траекторий переходных процессов совместно с характеристикой компрессора.

На динамической характеристике ТРД (рис. 2-3) представлена расчетная граница предельных избытков топлива по запасам газодинамической устойчивости компрессора Область допустимых значений параметров двигателя в переходных процессах ограничивается линией допустимых избытков топлива при соблюдении гарантированной газодинамической устойчивости K G = 20%, которая определяется следующим образом:

GTnp гp GTnp (1) K G = 100% GTnp гp Кривая K G = 20% определяет требуемый запас по приведенному расходу топлива относительно границы устойчивой работы компрессора на динамической характеристике ТРД.

Представленные на рис. 2-3 динамические характеристики представляют собой наиболее полный «портрет» всех возможных переходных процессов одновального ТРД в области n 0. Полученные расчетным образом на & верифицированной математической модели динамические характеристики могут быть использованы при проектировании электронных, гидромеханических и комбинированных систем автоматического управления одновальных турбореактивных двигателей с учетом переходов с одного регулятора на другой (переход с регулятора режима на регулятор разгона и наоборот).

Список литературы 1. Добрянский Г. В. Динамика авиационных ГТД / Г. В. Добрянский, Т. С.

Мартьянова – М.: Машиностроение, 1989. – 240 с.

2. Ахмедзянов Д. А. Свидетельство об официальной регистрации программы для ЭВМ № 2004610868. Система термогазодинамического моделирования газотурбинных двигателей на переходных режимах работы DVIGwp / Д. А. Ахмедзянов, И. А. Кривощеев, Е. С. Власова. М.: Роспатент, 2004.

3. Ахмедзянов Д. А. Термогазодинамический анализ рабочих процессов ГТД в компьютерной среде DVIGw / Д. А. Ахмедзянов, И. А. Кривошеев [и др.]. Уфа: УГАТУ, 2003. – 162 с.

4. Любомудров Ю. В. Применение теории подобия при проектировании систем управления газотурбинных двигателей. – М.: Машиностроение, 1971. – 198 с.

Работа выполнена при финансовой поддержке РФФИ.

УДК 621.452. ИССЛЕДОВАНИЕ ВЛИЯНИЯ ПАРАМЕТРОВ РАЗРЯДНОЙ ЦЕПИ ЕМКОСТНОЙ СИСТЕМЫ ЗАЖИГАНИЯ НА ЕЁ ВОСПЛАМЕНЯЮЩУЮ СПОСОБНОСТЬ Газизов Д. Р.

Научный руководитель: д.т.н., проф. Гизатуллин Ф.А.

Уфимский государственный авиационный технический университет Электронная почта: denisgazizov@yahoo.com В работе [1] анализируется критерий воспламеняющей способности системы зажигания как параметр, однозначно определяющий эффективность процесса воспламенения топливовоздушной смеси. Названный критерий воспламеняющей способности может быть рассчитан по заданным параметрам топливовоздушной смеси и конструктивным параметрам камеры сгорания. В то же время по расчетной величине критерия воспламеняющей способности представляется возможным определить параметры разрядной цепи проектируемой системы зажигания.

В данной статье исследуется влияние параметров разрядной цепи емкостной системы зажигания на величину критерия воспламеняющей способности, а именно емкости накопительного конденсатора С, индуктивности разрядной цепи L и начального напряжения на накопительном конденсаторе U0.

Выражение для критерия воспламеняющей способности имеет вид [2]:

U ост U ост ( (1 )( D1 D2 + D3 ) + D4 ) ( + ) U 0 btпс 2 K= CU 02U и U (1) ;

f ln и U ост 4(U1 U 2 ) где D1 = ( ), 2 + 8k D2 = 2, + 9 U 1 D3 = 2 ln и 0 (U 1 U 2 ) + U 2, U ост U D4 = 2 (U1 U 2 ) ln и 0, U ост где Uост - остаточное напряжение на накопительном конденсаторе после погасания разряда;

U1 - начальное напряжение на свече;

U2 – напряжение на свече в конце полупериода разрядного процесса;

Uи - – напряжение на накопительном конденсаторе к началу искровой стадии разряда;

f – частота следования разрядных импульсов в свече;

b – коэффициент, зависящий от свойств материала полупроводника;

tпс – длительность подготовительной R ;

0 = стадии разряда в свече;

= 0 ;

= 2.

2L LC Рассмотрим влияние емкости накопительного конденсатора на величину критерия воспламеняющей способности. Данная зависимость получена с использованием программного обеспечения Microsoft Excell и показана на рис.

1.

Рисунок 1. График зависимости K=f(C).

Индуктивность разрядной цепи L не выражается в явном виде из (1).

Величина L входит в выражение для, а также для и 0.

Для графического отображения зависимости K=f(L) использовалось программное обеспечение Microsoft Excell. Фиксировались все значения в формуле (1), кроме и, которые находились по вышеприведенным выражениям при произвольных значениях L. По полученным значениям находился критерий воспламеняющей способности, соответствующий значению индуктивности. Далее строился график зависимости K=f(L) (рис. 2).

Из выражения (1) видно, что при уменьшении начального напряжения U критерий воспламеняющей способности будет увеличиваться, так же, как и в случае с емкостью накопительного конденсатора. Процедура выявления зависимости K=f(U0) аналогична зависимости K=f(С). Вид функции K=f(U0) показан на рис. 3:

Таким образом, полученные зависимости критерия воспламеняющей способности емкостных систем зажигания от параметров разрядных цепей систем зажигания являются основой для теоретического анализа закономерностей процесса воспламенения смеси емкостными системами зажигания и для выбора параметров разрядных цепей, обеспечивающих требуемое значение критерия воспламеняющей способности.

Рисунок 2. График зависимости K=f(L).

Рисунок 3. График зависимости K=f(U0).

Список литературы 1. Гизатуллин Ф.А., Краснов А.В. Об одном подходе к оценке параметров проектируемых систем зажигания газотурбинных двигателей // Известия вузов. Авиационная техника. – 2000. - №2. – С. 25 – 27.

2. Габидуллина З.Г. Исследование разрядных процессов в емкостных системах зажигания. Дисс. канд. техн. наук / Уфимск. гос. авиац. техн. ун-т. – Уфа, 2009. – 128 с.

УДК 621.452. ОБ ОДНОМ ПОДХОДЕ К ОЦЕНКЕ ПАРАМЕТРОВ ПРОЕКТИРУЕМЫХ ЕМКОСТНЫХ СИСТЕМ ЗАЖИГАНИЯ Газизов Д.Р.

Научный руководитель: д.т.н., проф. Гизатуллин Ф.А.

Уфимский государственный авиационный технический университет Электронная почта: denisgazizov@yahoo.com В работе [1] проанализирован подход к расчету времени задержки воспламенения смеси в устройствах горения с электроискровой стабилизацией пламени. Получено выражение для нахождения времени задержки воспламенения смеси, причем под временем задержки воспламенения смеси понимается промежуток времени от момента возникновения первого искрового разряда до момента слияния двух последующих ядер пламени в пределах длины камеры воспламенения:

T (V U ) 2 R t зад =, (1) 2U где V – скорость потока смеси, U – скорость горения, R – радиус начального ядра пламени.

В работе [2] исследовалась воспламеняющая способность емкостных систем зажигания, которая оценивалась по величине пусковой характеристики воспламенителя с электроискровой стабилизацией пламени. В этой работе предложен один из возможных походов к проектированию емкостных систем зажигания, учитывающий особенности процессов стабилизации пламени в пусковых воспламенителях камер сгорания ГТД, а также расчет параметров систем зажигания на основе критерия воспламеняющей способности. Суть подхода заключается в том, что значение емкости накопительного конденсатора определяется по заданному отношению критерия воспламеняющей способности емкостных систем зажигания к длительности разряда K/tи, причем это отношение находится по заданным значениям максимальной скорости потока смеси в камере, скорости распространения пламени, частоты разрядов, конструктивного параметра камеры:

K AV = tи 1, (2) Vmax U l V U 2 f где Vmax – максимально допустимая скорость потока смеси, при которой еще возможна электроискровая стабилизация пламени, А – коэффициент, учитывающий физико – химические свойства смеси, f – частота следования разрядных импульсов в свече, l – длина камеры воспламенения.

Скорость горения U является наиболее неопределенной величиной в выражениях (1) и (2). Если выразить скорость горения через газодинамические параметры, то использовав выражения для критерия воспламеняющей способности в функции параметров разрядной цепи системы зажигания, можно аналитически решить задачу определения емкости накопительного конденсатора системы зажигания по заданным параметрам критерию K, скорости потока V, горения U и т.д.

В статье анализируется подход к определению интегрального критерия эффективности емкостной системы зажигания и времени задержки воспламенения смеси через газодинамические параметры смеси.

Скорость горения U зависит от таких параметров, как давление в камере сгорания P, температуры горения T, коэффициента избытка воздуха. В научно– технической литературе отсутствуют аналитические выражения для зависимости скорости горения от вышеназванных параметров. Решить эту задачу можно путем аппроксимации известных зависимостей U=f(), U=f(P), U=f(T).

В работе [3] представлены результаты экспериментальных исследований горения в турбулентном потоке, показанные на рис. 1 – 3.

Рисунок 1. Графики зависимостей U=f(,V).

Рисунок 2.Графики зависимостей U=f(T,).

Рисунок 3. Графики зависимостей U=f (P,V).

Имея данные графики зависимостей, можно составить математическую модель, используя программу Microsoft Excell. Рассмотрим на примере U=f (P,V). При разных значениях V получаются разные зависимости U=f (P) в виде U=AP+B, где А и B постоянные коэффициенты. Чтобы получить одно общее выражение составлялась таблица (таб. 1), где разным скоростям потока соответствовали свои коэффициенты А и B.

Таблица Зависимость коэффициентов A и B от скорости потока:

V, м/с A B 20 9,8 1, 80 26,457 3, Далее строились графики зависимостей A=f(V) и B=f(V).

Аппроксимировались данные зависимости и полученные выражения в виде А=EV+F, где E и F постоянные коэффициенты, подставлялись в зависимость U=f (P,V).

После всех преобразований и расчетов получаем U=f (P,V) в виде:

U = (0,2776V + 4,2477)P + (0,0442V + 0,1653). (3) Аналогичным образом для зависимостей U=f (, V) и U=f (T, ) имеем:

U = (0,0005V 3 - 0,0708V 2 + 2,9381V + 4,3018) 3 - (0,0009V 3 0,1199V 2 + 4,6945V + 74,016) 2 + (0,0288 V 2 - 2,6141V + 182,77) (-0,0001V 3 + 0,0268V 2 - 1,6443V + 62,901) (4) U = (-0,7005 + 2,8177 - 4,1032 + 2,551 - 0,558)T + 4 3 (5) (415,69 4 - 1693,1 3 + 25012 2 - 1576 + 358) Таким образом, в результате моделирования имеем выражения для нахождения скорости горения смеси. Эти выражения, а также результаты работ [1] и [4] являются основой для определения интегрального критерия эффективности емкостной системы зажигания через газодинамические параметры смеси, а также уточнения времени задержки воспламенения смеси.

Список литературы 1. Ф.А.Гизатуллин, Д.Р.Газизов. К расчету времени задержки воспламенения смеси в устройствах горения с электроискровой стабилизацией пламени // Вестник УГАТУ, Т. 14 №2 (37), 2018. – С. 83 – 86.

2. Ф.А.Гизатуллин, А.В. Краснов. Об одном подходе к оценке параметров проектируемых систем зажигания газотурбинных двигателей // Известия вузов. Авиационная техника. – 2000. - №2. – С. 25 – 27.

3. Талантов А.В. Горение в потоке. – «Машиностроение», 1978, с. 37-53.

4. Ф.А.Гизатуллин, Д.Р.Газизов. Электромеханика, электротехнические комплексы и системы. Межвузовский сборник: Уфа, изд- во УГАТУ, 2009. – С.

22 – 26.

УДК 539.374.519. ВЛИЯНИЕ СТРУКТУРНОЙ НЕСБАЛАНСИРОВАННОСТИ СЛОИСТЫХ КОМПОЗИТОВ НА МЕХАНИЧЕСКОЕ ПОВЕДЕНИЕ СТЕРЖНЕЙ ПРИ РАСТЯЖЕНИИ Соловьев П. В.

Научный руководитель: д.т.н., профессор Первушин Ю.С.

Уфимский государственный авиационный технический университет Электронная почта: paulnightingale@mail.ru ВВЕДЕНИЕ Проектирование и изготовление элементов конструкций из слоистых композиционных материалов предполагает прогнозирование механического поведения (деформированного и напряженного состояния) стержневых систем при растяжении под действием различных факторов, приводящих к возникновению несбалансированности структуры.

Под сбалансированной понимается такая структура слоистого компо зиционного материала, которая отвечает следующим требованиям:

- симметрии слоев с одинаковыми физико-механическими свойствами относительно срединной поверхности пакета;

- каждому слою с углом укладки + должен соответствовать слой с уг лом, расположенный на таком же расстоянии от срединной поверхности.

Удовлетворить вышеуказанным требованиям сбалансированности практически невозможно. Удовлетворение требованию симметричности ис ключает удовлетворение второму условию. Поэтому уже на этапе проектирова ния большинство структур являются несбалансированными.

К факторам, вызывающим несбалансированность, относятся: техно логические, включающие отклонения углов укладки слоев, нарушение последовательности их укладки, разнотолщинность слоев слоистого пакета, и эксплуатационные, такие как неоднородное воздействие температуры, влажности, локальное разрушение связующего в слое.

Влияние несбалансированности структуры слоистых КМ на механическое поведение конкретных элементов конструкций отражено в литературе недостаточно. В работах [1 – 4] рассматриваются лишь обобщенные модели деформирования несбалансированных композитов.

Актуальность рассматриваемой в данной статье проблемы заключается в прогнозировании механического поведения стержневой системы при возникновении несбалансированности слоистой структуры, вызванной отклонениями углов укладки. При наличии несбалансированности стержневая система испытывает не только растяжение, но и изгиб и кручение.

Деформационное поведение подобных элементов выходит за рамки допу стимого.

ПОСТАНОВКА ЗАДАЧИ Рассматривается стержень из слоистого композита, слои которого образованы однонаправленными углеродными лентами, пропитанными эпоксидным связующим (рисунок 1).

Рисунок 1. Схема слоистого стержня, находящегося под действием сосредоточенной силы Fx Элемент стержня в общем случае состоит из несбалансированного слоистого композиционного материала, имеет произвольное число слоев.

Обобщенный закон Гука для k -го элементарного слоя при плоском напряженном состоянии имеет вид [1]:

(k ) (k ) (k ) 1 S11 S S = S12 S 26, S22 (1) 2 6 S16 S66 S где Sijk ) компоненты матрицы податливости k -го слоя в глобальной системе ( координат.

Влияние несбалансированности на напряженно-деформированное состоя ние рассматривается на примере пятислойного композитного стержня, находящегося под действием растягивающего усилия (рисунок 1).

Параметры стержня: l = 0,1м;

b = 0,01 м;

h = 1, 25 103 м.

Характеристики армирующего материала (углеродные нити):

Eв1 = 300 ГПа;

Eв 2 = 9 ГПа;

Gв12 = 12 ГПа;

в = 0,15;

Характеристики матрицы (эпоксидная смола):

E м = 4,0 ГПа;

Gм = 1,0 ГПа;

м = 0,35.

Коэффициент армирования = 0,7. Величина нагрузки Fx = 1000 Н.

ВЫЧИСЛИТЕЛЬНЫЙ ЭКСПЕРИМЕНТ Исходными данными для расчета являются упругие характеристики элементарного слоя. Каждый элементарный слой является ортотропным и характеризуется следующими упругими постоянными: Ex, E y, Ez модули упругости композиционного материала в направлениях осей X, Y и Z соот ветственно;

Gxy, G yz, Gxz модули сдвига в плоскостях XY, YZ и XZ соответ ственно;

xy, yz, xz коэффициенты Пуассона. Упругие характеристики однонаправленного слоя, рассчитываемые по методу смесей, следующие:

Ex = 211 ГПа;

E y = 6,55 ГПа;

Gxy = 2,79 ГПа;

xy = 0,21.

Для того чтобы анализировать влияние несбалансированности на де формационное поведение, в частности на перемещения свободного конца стержня вдоль оси Z (т.е. на величину изгиба) в зависимости от числа слоев в стержне, введем параметр U zотн, который определяется по формуле U U zотн = z 100%, (2) hc n где U z осредненное перемещение точек свободного конца стержня по оси Z, а hc толщина слоя, n число слоев стержня.

Расчет напряженно-деформированного состояния пятислойного стержня выполнялся с использованием программного продукта ANSYS.

Изначально стержень имеет следующую сбалансированную схему укладки слоев по толщине: ( 45 / 45 / 0 / 45 / 45 ). Далее угол укладки внеш него слоя (слой №5) изменяется на ±30, ± 50, ± 100 и анализируется напряженно-деформированное состояние стержня.

На рисунке 2а представлено изменение параметра U zотн в зависимости от величины отклонения угла укладки 5-го слоя. Если в сбалансированном по структуре стержне перемещения узлов свободного торца в направлении осей x и z составляет соответственно U x = 0,156 103 м, U z = 1,28 109 м, то для несбалансированной структуры (схема укладки /45/–45/0/–45/35/) эти перемещения составляют соответственно U x = 0,150 103 м, U z = 3,51 103 м.

При изменении угла укладки 5-го слоя в сторону увеличения относи тельно сбалансированной структуры знак перемещения меняется, что наглядно видно из рисунка 2а. На рисунке 2б представлен график изменения параметра U zотн в зависимости от количества слоев в слоистом стержне;

для каждого случая значения U z были выбраны максимальными.

Из графика 2б видно, что с увеличением количества слоев влияние не сбалансированности на деформационное поведение уменьшается.

a б отн Рисунок 2. а – изменение параметра U z для пятислойного стержня от отклонения угла укладки 5-го слоя;

б – изменение параметра U zотн в зависимости от числа слоев стержня ВЫВОД Нарушение сбалансированности слоистых структур балочных элементов из КМ, вызванное отклонениями углов укладки слоев от расчетных, приводит к изменению как деформационного поведения, так и напряженного состояния.

Изменение зависит от величин отклонений углов укладки, числа слоев, вида нагружения и граничных условий закрепления балок. При числе слоев влияние отклонений углов укладки в пределах ± 50 на величину максимального прогиба незначительно (не превышает 5%).

Список литературы 1. Роценс К.А., Штейнерс К.Н. Оценка податливости и жесткости несбалансированных моноклинных композиций // Механика полимеров, 1976.

№6. С. 1030-1035.

2. Формостабильные и интеллектуальные конструкции из композиционных материалов / Г.А. Молодцов, В.Е. Биткин, В.Ф. Сильонов, Ф.Ф. Урманов. М.: Машиностроение, 2000. 352с.

3. Jones R.M. Mechanics of composite materials. Washington, 1975. 355 pp.

4. S.W. Tsai, Theory of Composites Design, Think Composites: Dayton, Paris, and Toyko 1992.

УДК 621. ИЗМЕНЕНИЕ ЭКСПЛУАТАЦИОННЫХ ХАРАКТЕРИСТИК ДЕТАЛЕЙ МАШИН ПУТЕМ ВАРЬИРОВАНИЯ УСЛОВИЙ АБРАЗИВНОЙ ОБРАБОТКИ Урядов С.А., канд. техн. наук, Рыбинский государственный авиационный технологический университет имени П. А. Соловьева Электронная почта: root@rgata.ru Механическая обработка (точение, фрезерование, шлифование, полирование и т.д.) вызывает пластическую деформацию, нагрев и структурные превращения в поверхностных слоях материала обрабатываемой детали и сопровождается появлением неравномерных по глубине остаточных деформаций и напряжений. В зависимости от того, какое явление преобладает (пластическая деформация, нагрев или структурные превращения), поверхностный слой может отличаться различными глубиной и степенью наклепа, величиной и знаком остаточных напряжений. Эти параметры, а также шероховатость поверхности, в основном характеризуют качество поверхностного слоя и оказывают существенное влияние на эксплуатационные свойства деталей машин.

Одним из важнейших эксплутационных свойств деталей является сопротивление усталости — способность деталей машин сопротивляться разрушению в течение определенного промежутка времени при действии на них знакопеременных нагрузок.

Возрастающие требования к качеству выпускаемой продукции, особенно к ответственным деталям ГТД, ставят проблему обеспечения эксплуатационных свойств на основе нормирования параметров качества поверхностного слоя. В связи с этим перспективным представляется подход, при котором на стадии конструкторско-технологической подготовки производства производится нормирование параметров поверхностного слоя, обеспечивающих заданное значение предела выносливости детали. Управляя процессом обработки, можно получить требуемые значения параметров шероховатости, глубины и степени наклепа, остаточных напряжений, необходимые для обеспечения прогнозируемого значения предела выносливости.

Оптимальным в настоящее время является определение критерия поврежденности материала по изменению модуля упругости. При повреждении детали происходит изменение характеристик материала: микротвердости, модуля нормальной упругости и других величин. Процесс образования усталостной трещины связан с локальным обрывом межатомной связи, а, следовательно, и с изменением модуля упругости. Поэтому по характеру изменения модуля упругости Е можно судить о протекании процесса усталостного разрушения.

Одна из основных характеристик сопротивления усталости, предел выносливости материала детали, может быть рассчитана для случая маятникового шлифования по разработанной автором зависимости K 1ИСХ Д l (с )K Дl 0,565 t Д, (1) 1 = C 0,885 1+ + (с ) Д аД а Д ЕИСХ lB где С и К – коэффициенты, зависящие от вида материала и метода обработки.

Значения коэффициентов для различных видов обрабатываемых материалов приведены в таблице 1.

Таблица 1. Значения коэффициентов С и К для маятникового шлифования Коэффициенты Обрабатываемые материалы С, 10 К Жаропрочные никелевые 1,16 0, сплавы Титановые сплавы 0,36 0, Конструкционные стали 1,37 0, -1ИСХ и ЕИСХ – соответственно, предел выносливости и модуль упругости материала детали в исходном состоянии (до обработки);

Д – скорость движения детали;

l – длина зоны контакта шлифовального круга с деталью;

aД – температуропроводность материала детали;

(с )K и (с )Д – произведение коэффициента теплопроводности и удельной объемной теплоемкости материала абразивного круга и детали соответственно;

t – припуск на обработку;

В – ширина обрабатываемой детали.

Зависимость (1) позволяет определить предел выносливости в зависимости от принятых режимов обработки, параметров круга, характеристик обрабатываемого материала, так как величины, входящие в формулу, могут быть рассчитаны без проведения экспериментов.

С учетом зависимостей, описывающих влияние режимных условий обработки на параметры качества поверхностного слоя, получена формула для определения предела выносливости материала детали от параметров качества поверхностного слоя:

1 = C Ra y max hH, y y (2) 1 где С – константа, зависящая от материала детали;

Ra – шероховатость поверхности;

max – максимальные остаточные напряжения в поверхностном слое детали;

hH – глубина наклепа в поверхностном слое детали.

Обобщенные зависимости вида (2) для различных материалов при плоском маятником шлифовании приведены в таблице 2.

Таблица 2 Зависимости вида (2) для плоского шлифования Обрабатываемые материалы Зависимость Жаропрочные никелевые -1=1151Ra-0,2153max-0,095hH0, сплавы -1=1465Ra-0,4042max-0,095hH0, Титановые сплавы -1=653Ra-0,0881max-0,095hH0, Конструкционные стали Исследуя данные зависимости, можно сделать следующие выводы:

1. Плоское маятниковое шлифование Данный метод резко понижает предел выносливости детали, выполненной из любого материала. Причем, уменьшение тем сильнее, чем ниже теплопроводность материала. Также предел выносливости сильно зависит от скорости движения детали – чем ниже скорость движения, тем больше падение предела выносливости.

Данное явление объясняется изменением в поверхностном слое детали величины растягивающих остаточных напряжений. Чем медленнее движется деталь относительно шлифовального круга, рассматриваемого здесь в качестве теплового источника известной мощности, тем более высокой оказывается температура поверхности. Это вызывает сильные пластические деформации поверхностных слоев металла, которые, при остывании детали, образуют значительные по величине и глубине залегания растягивающие остаточные напряжения. Следовательно, чтобы обеспечить приемлемый уровень предела выносливости деталей при обработке данным методом, требуется максимально интенсифицировать его процесс, задавая на станке максимально возможные режимы перемещения рабочего стола. Однако, данная рекомендация не всегда осуществима, т.к. с увеличением скорости подачи стола резко растут силы резания. Это приводит, в свою очередь, к изменению конструкции применяемой оснастки и увеличению потребной мощности приводов.

2. Глубинное шлифование Обработка деталей по данному методу всегда сопровождается повышением предела выносливости деталей. Причем, чем больше силы резания, оказываемые на деталь инструментом (меньше скорость вращения шлифовального круга), тем больше предел выносливости получаемой детали.

Это обуславливается тем, что, благодаря интенсивному охлаждению, температуры в зоне резания относительно невелики, а силы резания значительны. Таким образом, преобладающим фактором при данном методе обработки, является силовой. Именно данный фактор обуславливает формирование в поверхностном слое детали сжимающих остаточных напряжений, которые увеличивают предел выносливости детали.

Можно рассматривать шлифовальный круг как тепловой источник с определенной мощностью, определяющим фактором которой будет являться скорость его вращения. Следовательно, при уменьшении частоты вращения шпинделя станка, мощность тепловыделения в зоне резания будет так же уменьшаться. Это приводит к дальнейшему повышению роли силового фактора в зоне резания, и, в итоге, росту предела выносливости детали.

Таким образом, среди методов абразивной обработки, с точки зрения обеспечения максимального предела выносливости, можно выделить глубинное шлифование. При любых режимах обработки данный метод обеспечивает повышение сопротивления усталости детали относительно заготовки. Причем, чем выше силы резания в зоне обработки (ниже скорость вращения круга), тем повышение предела выносливости больше.

Полученные сведения по назначению условий механической обработки, исходя из требуемых значений пределов выносливости, могут быть непосредственно использованы в цеховых производственных условиях для обеспечения высоких эксплуатационных свойств обрабатываемых деталей.

УДК 615.47-114:616-07- СИСТЕМА ДИАГНОСТИКИ ПОРАЖЕНИЯ СЛИЗИСТОЙ ОБОЛОЧКИ ЖЕЛУДКА ШТАММОМ HELICOBACTER PYLORI Матанцев А.Б.

Научный руководитель: к.т.н., доцент Уразбахтина Ю.О.

Уфимский государственный авиационный технический университет Электронная почта: pontovnet@rambler.ru Helicobacter pylori – спиралевидная грамотрицательная бактерия, которая инфицирует различные области желудка и двенадцатиперстной кишки. Многие случаи язв желудка и двенадцатиперстной кишки, гастритов, дуоденитов, и, возможно, некоторые случаи лимфом желудка и рака желудка этиологически связаны с инфицированием Helicobacter pylori. Однако у большинства (до 90 %) [1] инфицированных носителей Helicobacter pylori не обнаруживается никаких симптомов заболеваний.

На начальном этапе после попадания в желудок H. pylori, быстро двигаясь при помощи жгутиков, преодолевает защитный слой слизи и колонизирует слизистую оболочку желудка. Закрепившись на поверхности слизистой, бактерия начинает вырабатывать уреазу, благодаря чему в слизистой оболочке и слое защитной слизи поблизости от растущей колонии растёт концентрация аммиака и повышается pH. По механизму отрицательной обратной связи это вызывает повышение секреции гастрина клетками слизистой желудка и компенсаторное повышение секреции соляной кислоты и пепсина, с одновременным снижением секреции бикарбонатов.

Муциназа, протеаза и липаза, вырабатываемые бактерией, вызывают деполимеризацию и растворение защитной слизи желудка, в результате чего соляная кислота и пепсин получают непосредственный доступ к оголённой слизистой желудка и начинают её разъедать, вызывая химический ожог, воспаление и изъязвление слизистой оболочки.

Бактерия содержит гидрогеназу, которая может использоваться для получения энергии путём окисления молекулярного водорода, продуцируемого другими кишечными бактериями.[2] Бактерия также вырабатывает оксидазу, каталазу и уреазу.

Нами предлагается устройство, позволяющее качественно определить поражение слизистой оболочки желудка бактерией Helicobacter pylori.

Принцип работы прибора основан на явлении выработки бактерией уреазы с последующим ростом концентрации аммиака в поражённой области.

При расщеплении уреазой мочевины также образуется углекислый газ, повышение концентрации которого в выдыхаемом воздухе наряду с повышением концентрации аммиака может говорить о бактериальном поражении слизистой оболочки желудка.

Структурная схема прибора представлена на рисунке 1.

Рисунок 1. Структурная схема прибора 1 – измерительная камера;

2 – блок усиления и фильтрации;

3 – аналогово-цифровой преобразователь (АЦП);

4 – микроконтроллер;

5 – блок индикации (дисплей);

6 – блок управления (клавиатура);

7 – блок внешнего интерфейса (RS232 или USB);

8 – ЭВМ (компьютер).

Блоки 3 и 7 могут содержаться внутри блока 4, а подключение ЭВМ (блок 8) не является обязательным, но позволяет вести статистическую и другие виды обработки данных.

Измерительная часть камеры состоит из инфракрасного сенсора углекислого газа и полупроводникового сенсора аммиака. При использовании данного метода измерения камера должна быть оборудована клапанами, которые удерживают пробу выдыхаемого воздуха внутри камеры, и отделяют её от окружающего воздуха. Концентрация аммиака также может быть измерена по изменению проводимости дистиллированной воды, через которую пропускается выдыхаемый газ.

Стоит уделить внимание системе подведения воздуха к измерительной камере, в частности, обеспечить обезвоживание выдыхаемого воздуха и сбор слюны, которая при попадании на датчик может его повредить. Задержание слюны может производиться с помощью размещённого на пути следования воздуха резервуара, а обезвоживание – с помощью специальных влагопоглощающих агентов, также расположенных внутри канала подведения воздуха. Возможная схема реализации воздуховода приведена на рисунке 2.

Рисунок 2. Схема реализации воздуховода 1 – мундштук, фиксируемый во рту пациента;

2 – гибкая трубка;

3 – сетчатые отсеки с влагопоглотителем;

4 – резервуар для задержания слюны;

5 – выход воздуха к датчику.

Измерения рекомендуется проводить в два этапа.

1) «Холостая проба» без специальной подготовки. При этом устанавливаются индивидуальные характеристики воздуха, выдыхаемого пациентом.

2) Проба с приёмом мочевины. Пациент принимает препарат, содержащий мочевину, и по прошествии некоторого времени производится измерение. При значительном отклонении концентраций аммиака и углекислого газа в выдохе от первоначальных можно диагностировать возможность бактериального поражения слизистой оболочки желудка, и назначать дополнительные исследования.

Уреазные дыхательные тесты, аналогичные приведённому выше, обладают малой стоимостью исследования, высокой чувствительностью (до 96%). [3] Стоит отметить, что ни один из методов диагностики хеликобактерной инфекции не является полностью достоверным и защищённым от диагностических ошибок и неудач. В частности, результативность биопсии в диагностике хеликобактерной инфекции зависит от места взятия биоптата, поэтому при эндоскопическом исследовании обязательно взятие биоптатов из разных мест слизистой желудка. Тесты на наличие антител к антигенам хеликобактера имеют чувствительность всего лишь от 76 % до 84 %.

Некоторые лекарства могут повлиять на активность уреазы, продуцируемой хеликобактером, в результате чего при исследовании уреазной активности при помощи меченой мочевины могут получиться ложноотрицательные результаты.

Исходя из вышесказанного, перед проведением исследования необходима подготовка пациента, которая может включать изменение рациона, отказ от некоторых лекарственных средств, если это возможно.

Тем не менее, дыхательные методы диагностики H. pylori являются достаточно информативными, и в сочетании с другими методами открывают возможности неинвазивного определения заражения слизистой оболочки желудка.

Предлагаемое устройство позволяет не только диагностировать возможную причину развития заболеваний желудочно-кишечного тракта, но и снизить стоимость такой диагностики, а также упростить саму процедуру диагностирования.

Список литературы 1. Официальный сайт Британского общества гастроэнтерологов.

Patient Information. Helicobacter pylori (http://www.bsg.org.uk/patients/patients/general/helicobacter-pylori.html) 2. Olson J. W., Maier R. J. Molecular hydrogen as an energy source for Helicobacter pylori. // Science. — 2002. — Т. 298. — № 5599. — С. 1788 — 1790.

3. Методы диагностики хеликобактериоза / под ред. Козлова А. В., Новиковой В. П. — СПб.: «Диалектика», 2008. — С. 34 — 48. — 88 с. — ISBN 978-5-98230-044-7.

УДК 621.314. СИНТЕЗ ФАЗОПРЕОБРАЗУЮЩИХ ТРАНСФОРМАТОРОВ ДЛЯ ПРЕОБРАЗОВАНИЯ ЧИСЛА ФАЗ Ялалова З.И.

Научный руководитель: д.т.н., профессор Рогинская Л.Э.

Уфимский государственный авиационный технический университет электронная почта: Yagodka-Z@rambler.ru Проблема электромагнитной совместимости различных потребите-лей электрической энергии и питающей сети в настоящее время является одной из наиболее важных. Одним из средств достижения электро-магнитной совместимости между потребителями многофазного пере-менного тока и источниками питания являются фазопреобразующие устройства на трансформаторах.

Фазопреобразующие трансформаторы, наряду с согласованием напряжений и частот между сетью и нагрузкой, осуществляют приближение формы кривой потребляемого тока к синусоидальной, уменьшают пульсации выходного выпрямленного напряжения, позволяют более эффективно производить преобразование параметров электроэнергии. Преобразование числа фаз в симметричных системах можно осуществлять с помощью трансформаторных устройств, используя взаимоиндуктивную связь между обмотками, находящимися на одном стержне.

В рассматриваемых устройствах может осуществляться преобразование двух видов: преобразование n-фазной системы токов (магнитных потоков) в m фазную систему напряжений;

преобразование n-фазной системы напряжений в m-фазную систему магнитных потоков и ЭДС;

преобразование n –фазной системы в m1-фазную, а затем в m-фазную систему.

Таким образом, преобразования ТПЧФ можно разделить на :

1) n – элементные ТПЧФn (рисунок 1а). Первичные обмотки таких преобразователей соединены в звезду или многоугольник, они создают n – фазную систему потоков, а преобразование фаз осуществляется на вторичной стороне.

2) m – элементные ТПЧФm (рисунок 1б), число стержней магнитопровода в которых равно числу выходных фаз. В них преобразование числа фаз осуществляется на первичной стороне, первичные обмотки создают m – фазную систему магнитных потоков, вторичные же обмотки в преобразовании не участвуют.

Матрицей преобразования n – фазной системы в m – фазную является матрица Wn с m строками и n столбцами, матрицей преобразования m – фазной системы в n – фазную является матрица Wm, содержащая п строк и т столбцов (k =1m, l =1n).

2 …n… 1 W W11 W12 W1m … 1к 1н WI WI WI WI … W21 W22 W23 W2m 2к 2н … W13 W1n W11 W …...

1к 1н ……….

.

.

Wm2 Wnm Wm 1 Wm.

3к … nн 1 2 W21 W22 W23 W2n …n… 2к 2н …...

WII WII WII WII ……….

.

….

Wmn Wm1 Wm2 Wm.

3к … … mн a) б) Рисунок 1 Трансформаторные преобразователи числа фаз: а)ТПЧФn, б)ТПЧФm.

w11 K w1k K w1m w11 K w1l K w1n M M w K wlk K wlm = Wm, wk1 K wkl K wkn = Wn ;

l1 M M wm1 K w K wmn w K wnm n1 K wnk ml (1) где w11,wkl,wm1,wlk … элементы матриц Wn и Wm.

В частном случае, например для ТПЧФn число стержней которых равно трем, матрица преобразования будет иметь число строк выходных фаз m, число столбцов три и может быть представлена так:

2 w cos w cos ( + ) w cos ( + ) n n 2 2 2 4 +) w cos ( + ) w cos ( + w cos ( + +) m nm nm M M M 4 2 k 2 k 2 2 k w cos ( + w cos ( + w cos ( + + + ) ) ) m n m n m M M M, (2) 2 (m 1) 2 2 (m 1) 4 2 (m 1) w cos ( + ) w cos( + ) w cos( + + + ) m n m n m где – произвольный угол.

С помощью матрицы (2) выходные фазные напряжения формируются за счет распределения в магнитном поле стержней витков, базовое число витков которых равно w. Для формирования многофазного напряжения в данном случае необходимо иметь три обмотки. При получении многофазных векторов напряжений на плоскости арифметическая сумма МДС обмоток существенно больше их геометрической суммы, что приводит к увеличению массы активных материалов. Уменьшение этой суммы можно получить, добавляя к матрице Wn матрицу с числом витков равным одному из элементов соответствующего столбца. Тогда число обмоток не превысит двух и суммарная МДС обмоток уменьшится.

Рассмотрим принцип такого преобразования на примере превращения трехфазной системы в девятифазную (m=9, n=3).

Матрица обмоточных коэффициентов преобразователя трехфазного напряжения в девятифазный имеет вид:

w cos 0 w cos 240 u1 = um cos t /(1.5 w) w cos u2 = um cos( t 40) /(1.5 w) w cos 40 w cos160 w cos u = u cos( t 80) /(1.5 w) w cos 80 w cos w cos 3 m w cos 360 um cos t /(1.5 w) u4 = um cos( t 120) /(1.5 w) w cos120 w cos w cos 40 um cos( t 120) /(1.5 w) = u5 = um cos( t 160) /(1.5 w) w cos160 w cos (3) w cos 80 um cos( t 240) /(1.5 w) u6 = um cos( t 200) /(1.5 w) w cos 200 w cos u7 = um cos( t 240) /(1.5 w) w cos 240 w cos 360 w cos u8 = um cos( t 280) /(1.5 w) w cos 280 w cos w cos u = u cos( t 320) /(1.5 w) w cos 320 w cos 80 w cos 9 m К получившейся матрице прибавим добавочную матрицу [1,2]:

0.5 w 0.5 w 1.5 w 0.5 w w 0 0.766 w 0.939 w 0.174 w 0.174 w 0.592 w 1.114 w 0 0.174 w 0.939 w 0.766 w 0.174 w 1.114 w 0.592 w 0.5 w 0.5 w w 0.5 w 0 0 1.5 w 0.939 w 0.174 w 0.766 w + 0.174 w = 1.114 w 0.592 w (4) 0.939 w 0.766 w 0.174 w 0.174 w 1.114 w 0.592 w 0.5 w 0.5 w 0.5 w w 0 1.5 w 0 0.174 w 0.766 w 0.939 w 0.174 w 0.592 w 1.114 w 0.766 w 0.174 w 0.939 w 0.174 w 0.592 w 1.114 w Из (3,4) получим связь между выходным фазными напряжениями uвых.ф. 1.5w 2Фm f (5) Для формирования выходного девятифазного напряжения необходимо иметь две обмотки с числом витков 0,396w, 0,743w, смещенных относительно друг друга на 120° с фазовым сдвигом 40°.

Рисунок 2 – Принцип нахождения векторов напряжений 9 фазной системы Принципиальная схема ТПЧФ с девятью фазами выходных напряжений представлена на рисунке 3.

Рисунок 3 – Принципиальная электрическая схема трансформаторного преобразователя числа фаз Таким образом, при наличии трехфазной симметричной системы с помощью трансформатора можно получить многофазную симметричную систему. Если в n-фазном трансформаторе n=3,то в каждой выходной фазе может быть не более 2х обмоток, и если система кратна 3, то все три фазы имеют одинаковое суммарное число витков. Синтез подобных матриц осуществляется с помощью добавления к базовой «синусной» матрице [3,4] добавочной матрицы с одинаковым расчетным числом заранее заданных витков в строках.

Список литературы 1. Шапиро С.В. Резольвента Лагранжа и ее применение в электромеханике. – М., Энергоатомиздат, 2008 – 155с.

2. Данко П.Е., Попов А.Г., Кожевникова Т.Я. Высшая математика в упражнениях и задачах. Учебное пособие для студентов втузов.

М.:Высш.шк.,1986. 304с., ил.

3.Костюкова Т.П., Рогинская Л.Э., Уразбахтина Н.Г., Шапиро С.В.

Определение параметров фазапреобразующих трансформаторов.Электро технические комплексы и системы: межвузовский научный сборник;

Уфимск.гос.авиац.техн.ун-т. – Уфа: УГАТУ, 2011.-267 с.

4.Рогинская Л.Э., Шапиро С.В., Уразбахтина Н.Г. Анализ закономерностей взаимного преобразования многофазных систем. – Изв.

ВУЗов, Электромеханика. – 1975 - №3 – с. 961 – 969.

УДК 532. РАСЧЕТ ЭФФЕКТИВНОСТИ ОЧИСТКИ ГАЗА В БАРБОТАЖНО-ВИХРЕВОМ АППАРАТЕ Усманова Р.Р.

Научный руководитель: д. т. н., профессор Жернаков В.С.

Уфимский государственный авиационный технический университет.

Электронная почта:usmanovarr@mail.ru ВВЕДЕНИЕ Анализ современных тенденций в развитии аппаратурного оформления процессов очистки газовых выбросов подтверждает, что для решения проблем сепарации жидких и газовых неоднородных систем в современных технологиях все чаще используются вихревые аппараты, сочетающие простоту устройства, компактность и высокую надежность с хорошей эффективностью разделительных процессов.

1. СОСТОЯНИЕ ВОПРОСА, АКТУАЛЬНОСТЬ Вопросам изучения вихревых аппаратов посвящено много работ, накоплен обширный экспериментальный материал. Тем не менее многие важные вопросы расчета и конструирования вихревых аппаратов не нашли пока систематизированного рассмотрения.

Имеющиеся исследования в данной области показывают сильную чувствительность выходных характеристик к режиму и конструкции аппарата, что свидетельствует о качественно различной гидродинамике потоков при разных значениях режимно-конструктивных параметров.

Таким образом, систематизированное рассмотрение гидродинамики и эффективности работы вихревых аппаратов, получение и обобщение зависимостей между режимно- конструктивными параметрами аппарата, а также создание эффективных и технологичных конструкций является актуальной задачей.

2. ПОСТАНОВКА ЗАДАЧИ Для оптимизации барботажно-вихревого аппарта были проведены экспериментальные исследования. Эксперименты проводились по единой методике [2] сравнительных испытаний пылеуловителей на барботажно вихревом аппарате с цилиндрической камерой длиной 0,6 м и диаметром 0,2 и 0,4 м.

Барботажно-вихревой аппарат с регулируемыми лопастями в соответствии с рисунком 1 содержит цилиндрическую камеру 1 с входной трубой 2. В цилиндрической камере 1 установлен завихритель 3 газового потока, представляющий собой четыре лопасти, изогнутые по синусоидальной кривой. Регулировка положения лопастей 2 осуществляется путем поворота эксцентриков, скрепленных с цилиндрической камерой 1 посредством пружинных шайб и контргаек [1].

Перед завихрителем газового потока установлена центральная форсунка 10, а после завихрителя расположены периферийные форсунки 5, в которые подается орошающая жидкость. Отвод дисперсных частиц из 6 в шламосборник 7.

1-цилиндрическая камера;

2- входная труба;

3- завихритель;

4- центральная форсунка;

5- периферийные форсунки;

6- труба перетока шлама;

7 шламосборник;

8- циклон.

Рисунок.1. Схема экспериментальной установки МЕТОДИКА ИССЛЕДОВАНИЯ Исследование эффективности очистки воздуха Исследования проводились на барботажно – вихревом аппарате с цилиндрической камерой диаметром 0,2 и 0,4 м. В качестве модельной системы были исследованы воздух и порошок талька с размером частиц d=2 мкм.При этом определялась общая и фракционная эффективность очистки.

Исследовалось влияние на показатель эффективности очистки режимных параметров, в качестве которых служили – общий расход воздуха через барботажно – вихревой аппарат, расход воды, коэффициент закрутки K.

Установлено, что с увеличением расхода воздуха происходит возрастание коэффициента очистки, рисунок 2.

4. ОБСУЖДЕНИЕ И ПРИЛОЖЕНИЕ РЕЗУЛЬТАТОВ Пыль: порошок талька.

d m = 10мкм;

= 3,64;

n = 2650 кг ;

z=5 г ;

м3 м Рисунок. 2.Зависимость эффективности пылеулавливания от скорости газового потока.

Определены оптимальные с энергетической точки зрения границы пропускной способности аппарата: нижний предел соответствует условной скорости в сечении – 5м/с, максимальный расход ограничен скоростью 15 м/с. При работе барботажно-вихревого аппарата ниже минимальной скорости происходит снижение степени очистки, выше максимальной – резкий рост гидравлического сопротивления.

Установлено также влияние коэффициента закрутки завихрителя К на величину эффективности пылеулавливания: с ростом К степень очистки возрастает. Определен диапазон величин К, при котором обеспечивается относительно высокая эффективность улавливания частиц.(Kmin=5, Kmax=8). При К=1 наблюдается значительное снижение эффективности очистки, при К эффективность остается практически на постоянном уровне, но потери давления в аппарате существенно возрастают. Проведен критический анализ существующих методов расчета эффективности улавливания центробежными пылеуловителями. Предлагается методика расчёта, единая с методикой расчета циклонов [3], по которой общая и фракционная эффективность пылеулавливания может быть определена аналитически:

d lg = 50 [1 + (x )], d 50 k 10 3 D Г Г (1) где, Ч x = 2 d 2 + lg d dч lg d ч k 10 3 D Г Г Ч x= [1 + ф( x )], где, ф = При предварительных расчётах общий коэффициент очистки может быть определен графическим методом.

Рисунок.3. Эффективность очистки газов в зависимости от произведения параметров c С- является функцией только геометрических параметров аппарата и может быть рассчитан для проектируемых аппаратов по известной методике [4].

- модифицированный инерционный параметр, характеризующий состояние пылегазовой смеси.

ч Г =d (n + 1), ч 18 Г D Коэффициент n определяется по формуле 0, ( ) T Г, n = 1 1 0.0165 D 0. где TГ – абсолютная температура газа, К.

ВЫВОДЫ 1. Разработан метод расчета общей и фракционной эффективности пылеулавливания, учитывающий геометрические параметры аппарата.

2. Полученные формулы послужили основой для разработки методики расчета барботажно – вихревого аппарата. Разработанная методика позволяет рассчитывать аппараты оптимальной геометрии, работающие в оптимальном режиме. Критерием оптимизации является минимальная стоимость очистки единичного объема газа при обеспечении требуемой эффективности пылеулавливания.

3. Разработанный метод может быть использован при расчете и конструировании аппаратов газоочистки, так как составляющие его соотношения определяют связь между технологическими характеристиками пылеуловителей и их геометрическими и режимными параметрами.

Условные обозначения d 50 - медиана распределения частиц пыли на входе в аппарат, м;

d 50 - диаметр частиц, улавливаемых с эффективностью 50%, м;

Г - условная скорость газа в аппарате, м/с;

Г - динамическая вязкость газа, Н с / м 2 ;

ч - плотность частиц, кг/ м 3 ;

d16 - диаметр частиц на входе в аппарат, при котором масса всех частиц, имеющих размер меньше, чем d16, составляет 16% от общей массы пыли, м;

- величина, характеризующая дисперсию частиц;

- коэффициент, для данного аппарата получено = 21.54 ;

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ 1. Патент РФ №2234358 Барботажно-вихревой аппарат с регулируемыми лопастями. / Усманова Р.Р., Панов А.К. и др., 2004., Бюл №23.

2. Адлер Ю.П., Марков Е.В., Грановский Ю.В.Планирование эксперимента при поиске оптимальных условий. – М.: Наука, 1986.– 279с.

3. Ужов В.Н., Вальдберг А.Ю. Подготовка промышленных газов к очистке.– М.: Химия, 1975. –216 с.

4. Leith D., Licht W. Aiche, symposium series // Air, 1971. –12 p.

УДК 621. МЕТОДИКА ПАРАМЕТРИЧЕСКОЙ ИДЕНТИФИКАЦИИ МОДЕЛИ ПРОЦЕССОВ В ГАЗОВОЗДУШНОМ ТРАКТЕ ДИЗЕЛЯ С ТУРБОНАДДУВОМ Терегулов Т.И.

Научный руководитель: д.т.н., доцент Еникеев Р.Д.

Уфимский государственный авиационный технический университет E-mail: teregulov@inbox.ru При проектировании и доводке современных высокофорсированных дизелей с турбонаддувом совершенствуют проточную часть газовоздушного тракта (ГВТ). Согласование работы компрессора, турбины и поршневой части двигателя для соответствия техническому заданию достигается оптимизацией процессов в ГВТ в целом, выполняемой расчетными и экспериментальными методами.

В расчетах используются математические модели, в которых аспекты процесса в ГВТ представляются совокупностью «термогазодинамического»

уровня моделей течения через компрессор, коллекторы, впускные и выпускные каналы и турбину. Невысокая детализация в применимых на практике моделях и зачастую неопределенности задаваемых эмпирических зависимостей для таких моделей, приводят отклонениям расчетных показателей газообмена и процесса в рабочей камере двигателя, снижающим ценность расчетного анализа и оптимизации. Необходимо предварительно идентифицировать («калибровать») применяемую модель по набору показателей ДВС в базовом исполнении (см., например, [1,2,3]). Желательно методику параметрической идентификации (ПИ) запрограммировать и включать по необходимости на любом этапе расчетно-экспериментальной методологии – для предельно эффективного использования экспериментальных данных.

Актуальность и практическая ценность данного исследования определяется тем, что применение такой методики позволит точнее прогнозировать показатели 4-тактных ДВС с турбонаддувом в расчетах, проводимых на этапах доводки показателей ДВС.

Цель исследования: разработать методику параметрической идентификации модели процессов в ГВТ 4-тактных ДВС с турбонаддувом. Для достижения указанной цели потребуется решить следующие задачи:

• определить характеристики элементов ГВТ двигателя натурным и вычислительным экспериментом (с помощью пакета AVL FIRE);

• создать модель процессов в ГВТ двигателя;

• провести расчетные работы, в ходе которых практически реализовать методику ПИ и расчетную оптимизацию ГВТ двигателя;

• измерить показатели двигателя В58 на установившихся режимах на моторном стенде, включая измерения расхода воздуха и топлива и индицирование давления в рабочей камере;

• оценить точность и универсальность модели, полученную с применением методики ПИ («верифицировать» модель и методику).

Объектом исследования выбран дизельный двигатель В58 выпускаемый Челябинским тракторным заводом (ЧТЗ). Организацией отвечающей за «доводку» и совершенствование является ГСКБ «Трансдизель». Это четырехтактный, V-образный, 12-цилиндровый дизель с наддувом каждого ряда цилиндров посредством свободного турбокомпрессора с осевой турбиной.

Для определения расходных характеристик впускных и выпускных каналов двигателя проведены натурные эксперименты – продувки указанных каналов в головке цилиндров двигателя В58. Продувка осуществлена (рис. 1) для ряда значений подъема клапанов с применением вакуумной установки, которая обеспечивала режимы течения в широком диапазоне перепадов давлений. Недостающие режимные точки (как по перепаду давлений, так и по расходу) предполагается получить методом вычислительного эксперимента – численными расчетами в CFD-пакете FIRE фирмы AVL. Реальная геометрия каналов получена с применения 3D-сканирования.

На данном этапе работ экспериментальные точки послужат для «калибровки» данных вычислительного эксперимента. По результатам этапа будут получены весьма достоверные зависимости коэффициента расхода впускных и выпускных каналов от отношения давлений на них при течении в обоих направлениях и для равномерного ряда значений высоты подъема клапана.



Pages:   || 2 | 3 | 4 | 5 |   ...   | 8 |
 





<

 
© 2013 www.libed.ru - «Бесплатная библиотека научно-практических конференций»

Материалы этого сайта размещены для ознакомления, все права принадлежат их авторам.
Если Вы не согласны с тем, что Ваш материал размещён на этом сайте, пожалуйста, напишите нам, мы в течении 1-2 рабочих дней удалим его.