В данной работе приводится пример совершенствования конструкции гибридного ракетного двигателя для реализации глубокого гибкого регулирования тяги, в частности рассматривается форсунка распыления системы подачи жидкого компонента. Проанализированы две конструктивные схемы двухступенчатых центробежных форсунок, предназначенные для реализации глубокого регулирования расхода, показаны особенности работы таких форсунок при наличии глубокого регулирования расхода через форсунку, а также описаны основные особенности такой работы. Показана эффективность и преимущества двухступенчатой центробежной форсунки относительно одноступенчатой центробежной форсунки. Рассмотрена система уравнений, включающая уравнение сохранения количества движения жидкости, уравнение неразрывности с замыкающими зависимостями расхода через форсунку и геометрической характеристики. Обозначены особенности работы двухступенчатой форсунки, которые заключаются в изменении угла распыления в широком диапазоне (60–120°) в зависимости от режима работы при глубоком дросселировании расхода через двухступенчатую форсунку, что приводит к нестабильной работе двигателя, а именно к неустойчивому горению, колебанию давления и ухудшению качества процесса распыления. Приведены методы направленные на сокращение диапазона угла распыления на режиме глубокого регулирования расхода. Показана принципиальная конструкция модернизированной двухступенчатой центробежной форсунки, способствующая сокращению диапазона изменения угла распыления при глубоком дросселировании расхода за счет специально профилированного сопла распылителя. Обозначены основные условия проектирования данной кольцевой проточки, а также представлена методика расчета в виде блок-схемы программы расчета двухступенчатой модернизированной форсунки с уменьшенным диапазоном изменения угла распыления.
Вестник Южно-Уральского государственного университета. Серия: Машиностроение
2015. — Выпуск 1
Содержание:
Для борьбы с роторной вибрацией малоразмерных роторов массой до трёх килограмм в России широко используются низкочастотные балансировочные станки серии ВМ «Морион», осуществляющие их статическую и моментную балансировку. Однако, как показала практика на предприятии, низкочастотная двухплоскостная балансировка (НЧБ) роторов ГД-40, используемых в системе наддува дизелей, в 15–20 % случаев приводит не к уменьшению, а к увеличению вибрации ротора. В предлагаемой работе исследуется причина этого явления и способы её устранения. Построена дискретно-континуальная модель ротора и определены его критические частоты вращения и собственные формы. Разработана вероятностно-статистическая модель исходного дисбаланса ротора ГД-40 с насадными деталями. Показано, что две плоскости коррекции, используемые при балансировке, расположены вблизи пучностей I и II форм ротора, так что корректирующие массы, уравновешивающие статический и моментный дисбалансы, создают достаточно большие обобщённые вынуждающие силы на его I и, особенно, на II собственных формах. Это и приводит к увеличению вибронагруженности ротора после двухплоскостной НЧБ. Предложено проводить балансировку не в двух, а в трёх плоскостях коррекции, используя в качестве исходных данных результаты предварительного экспериментального определения статического и моментного дисбаланса ротора на станке «Морион», что позволяет ортогонализовать силы инерции корректирующих масс к более опасной второй собственной форме. На основании расчёта амплитуд вынужденных колебаний ротора при 50 вариантах распределения случайных дисбалансов показано, что трёхплоскостная балансировка позволяет значительно уменьшить вибронагруженность ротора во всей зоне рабочих частот, полностью исключив случаи её увеличения
Ключевые слова
Рассматривается актуальная задача определения предельных тяговых свойств трения изогнутых вокруг шкива гибких тел при их применении для надёжной передачи момента в условиях полного отсутствия смазки, возникающих при широкой эксплуатации ременных фрикционных передач в механических приводах машин (редукторы, вариаторы скорости, ленточные транспортёры и др.). Сложность решения данной задачи определяется тем, что на практике тяговые возможности предельного трения гибких тел в реальных ременных передачах зависят от многих конструктивных параметров ремня (например, от толщины, радиуса изгиба и упругости гибкой связи), которые вообще не учитываются классической формулой Эйлера. Для решения указанной задачи автором предложен прямой метод определения тяговых способностей изогнутых упругорастяжимых гибких тел при их трении без смазки в ременных фрикционных передачах для разных областей машиностроения, выполняемый на основе применения разработанного простого и компактного механического трибометра с установленным на его поворотном шкиве, испытуемым изогнутым гибким элементом с двумя открытыми и подпружиненными относительно корпуса концами. Трибометр позволяет экспериментально определить область тяговых ретяговых режимов устойчивой работы изогнутого гибкого ремня без пробуксовок клиноременной фрикционной передачи. По результатам выполненного на данном трибометре эксперимента получена и аппроксимирована новая и удобная для практических расчётов аналитическая экспоненциальная зависимость оптимального коэффициента тяги клиноременных фрикционных передач. Данная новая зависимость коэффициента тяги позволяет конструктору ременных передач точно рассчитать их предельные тяговые режимы работы в силовых приводах разнообразных машин (металлообрабатывающие станки, швейные машины, трикотажное оборудование и др.), обеспечивающие при минимальном усилии натяжения ремня и его наибольшей долговечности передачу момента на рабочий орган без вредных пробуксовок гибкой пары трения. Результаты данной работы позволят полностью реализовать в машиностроении предельные тяговые способности передачи вращающего момента гибкой парой трения и за счёт этого снизить габариты и повысить срок службы перспективных фрикционных механических приводов.
Ключевые слова
Обработка резанием композиционных неметаллических материалов обладает рядом особенностей, отличающих ее от аналогичной обработки металлов, возрастают требования к износостойкости и качеству режущего инструмента. Применяемые в настоящее время инструменты и режимы обработки очень часто не позволяют обеспечить требуемого качества изделий. Для решения этих проблем нами разработан комплекс мероприятий, направленных на повышение эффективности применения режущих инструментов для обработки композиционных материалов. Разработана методика моделирования сборного фрезерного инструмента для обработки композиционных материалов, позволившая математически описать конструктивные и геометрические особенности, определить характер структурных связей в системе инструмента. Предложена методика многокритериального сравнительного анализа конструктивных решений инструмента для выбора рациональной конструкции при варьируемых условиях сопоставимости. Создан программный комплекс формирования базы данных сборного фрезерного инструмента для обработки композиционных неметаллических материалов и выбора рациональной конструкции в одном программном приложении. Спроектированы новые конструкции сборного фрезерного инструмента, увеличивающие его технологические возможности, снижающие расход инструментальных материалов, простои, связанные с переналадкой инструмента и его заменой при потере режущей способности и отличающиеся повышенной точностью и надежностью при обработке композиционных материалов. Разработана физико-математическая модель процессов деформации, повреждения и разрушения инструментальных материалов типа WC-Co при алмазном затачивании на основе теоретических положений механики повреждаемых твердых сред. Установлены закономерности влияния комбинированных методов электроалмазной обработки на экономические и качественные параметры обработки. Научно обоснованы технологические режимы, позволяющие с гарантированным качеством затачивать твердосплавные режущие инструменты комбинированным методом электроалмазной обработки. Исследован процесс обработки композиционных неметаллических материалов инструментом, подготовленным с учетом рекомендаций по созданию, изготовлению и анализу конструктивных решений. Экспериментально обоснованы геометрические параметры инструмента и режимы, гарантирующие высокое качество обработки композиционных материалов на полимерной основе.
Ключевые слова
Кратко представлены методы обработки керамических материалов. Для обработки технической керамики представлен процесс шлифования и доводки, описаны стадии обработки. На первой стадии сошлифовывается до 80 % подлежащего удалению материала, причем обработка ведется на повышенных скоростях крупнозернистым инструментом. На второй стадии шлифования объем сошлифованного материала уменьшается, вторая стадия обработки ведется абразивным инструментом с более мелким зерном. Третья стадия – доводка производится алмазными абразивными микропорошками, пастами нужной зернистости. Зачастую после стадии доводки осуществляют операцию полирования доведенной поверхности, при этом достигается класс точности 1–3 и низкая шероховатость. Проведены исследования процесса абразивной доводки образцов деталей изготовленных из материала на основе оксидной керамики марки ВШ-75. В ходе работы установлено, что работоспособность микропорошка алмаза в 15–30 раз больше по сравнению с работоспособностью микропорошков электрокорунда и карбида кремния зеленого. С увеличением зернистости возрастает величина суммарного съема и шероховатость обработанной поверхности. Для получения шероховатости по параметру Rz = 0,8 мкм, рекомендуется использовать микропорошок алмаза синтетического АСМ20. Также исследовано влияние контактного давления детали на притир в диапазоне от 25 до 150 кПа. С увеличением контактного давления от 25 до 50 кПа заметно возрастает величина суммарного съема, существенно уменьшается удельный расход алмазов и снижается шероховатость обработанной поверхности. Дальнейшее увеличение контактного давления до 150 кПа оказывает менее заметное влияние на параметры, а на поверхности инструмента появляются надиры и риски, что серьезно ухудшает внешний вид инструмента. Оптимальное контактное давление при доводке керамики на чугунном притире СЧ-28 следует считать 50–100 кПа.
Ключевые слова
Отсутствие определения термина «обрабатываемость» в нормативных документах привело к большому количеству его различных формулировок и критериев оценки, зачастую противоречивых. В большинстве случаев под обрабатываемостью понимают способность (свойство) материала подвергаться обработке. Однако цель любого процесса резания – не просто снять металл, а произвести удаление заданного припуска при обеспечении технологических требований по качеству, точности обработки и т. д., выполнение которых напрямую связано с той или иной степенью обрабатываемости материала. Поэтому разными исследователями к формулировке обрабатываемости добавлялся критерий ее определения, например, обрабатываемость по шероховатости поверхности, обрабатываемость по стойкости инструмента и т. д. Данная ситуация привела к еще большей понятийной неопределенности, а учитывая, что для современного машиностроения характерно постоянное увеличение количества требований к качеству поверхностного слоя, точности обработки и т. д., термин обрабатываемости в том виде, в котором он присутствует, не отражает физической сущности характеризуемого им процесса. Поэтому необходимо рассматривать обрабатываемость не только как свойство материала при определенном технологическом ограничении, но и как комплексный технологический фактор. На основе анализа и обобщения технологических требований, предъявляемых к изделиям после абразивной обработки, предложена схема формирования обрабатываемости как сопротивляемость материала разрушению, ограниченная совокупностью технологических ограничений. Это позволило сформулировать понятие технологической обрабатываемости, которое наряду с учетом собственной сопротивляемости материала резанию учитывает обеспечение всех технологических ограничений и требований к обработанной поверхности заготовки. Для практической реализации концепции технологической обрабатываемости материалов сформирован комплекс технологических ограничений и параметров управления, формализация которого позволила понятие технологической обрабатываемости привести к математическому описанию, которое дает возможность структурно включить и использовать все существующие теоретические и экспериментальные наработки в области абразивной обработки.
Ключевые слова
Рассмотрена структура поверхности карбида кремния непосредственно после микроцарапания титана и после удаления налипшего металла травлением в растворе плавиковой кислоты. Исследования проведены на электронном микроскопе Versa 3D. Морфологию поверхности изучали при увеличении от 800 до 20000×. Химический состав определяли методом локального микрорентгеноспектрального анализа при съемке в отдельных точках и сканировании участков поверхности. Ускоряющее напряжение электронов возбуждения изменяли от 5 до 20 кВ. В нанослоях карбида кремния микрорентгеноспектральный анализ показал наличие пяти элементов: углерод, кремний, титан, азот и кислород. При 5 кВ, когда глубина зоны генерации рентгеновского характеристического излучения не превышает 270–320 нм, на участках поверхности карбида кремния без видимых следов налипшего металла концентрация титана достигает 3 % атом. Соотношение между атомами кремния и углерода свидетельствует о наличии избыточных атомов углерода. С увеличением ускоряющего напряжения до 15 кВ глубина слоя генерации рентгеновского характеристического излучения атомов титана может достигать 2000 нм. Поэтому с ростом U концентрация титана снижается, поскольку такое же количество титана, сконцентрированного в приповерхностном слое, теперь усредняется по значительно большему объему. При U = 15 кВ концентрация титана на нетравленой и травленной поверхностях составила соответственно 0,56 и 0,36 % атом. До травления количество атомов углерода в 1,7 раза больше чем атомов кремния. Наличие избыточного углерода объясняется присутствием достаточно большого количество углерода на поверхности материла. После травления, в результате снижения содержания атомов титана, кислорода и азота, общей тенденции к снижению атомов углерода концентрация атом кремния с(Si) увеличивается. В результате количественное соотношение между атомами углерода и кремния снижается до 1,4. Увеличение ускоряющего напряжения означает и увеличение объема основного материала, т. е. карбида кремния, находящегося в зоне генерации. С ростом U концентрация титана, азота, кислорода снижается, так как эти элементы находятся в основном на поверхности карбида кремния. Содержание атомов кремния и углерода, входящих в состав карбида кремния, будет возрастать практически пропорционально объему генерации. Поэтому с ростом U концентрация кремния должна увеличиваться, а углерода - снижаться. В действительности с увеличением U в диапазоне 5–15 кВ с(Si) на нетравленой поверхности возрастает более чем на 25 % и на 10 % после травления. Концентрация углерода имеет тенденцию к снижению. Только при ускоряющем напряжении 20 кВ атомные концентрации углерода и азота с учетом доверительного интервала на средние арифметические значения можно считать приблизительно одинаковыми. В данных интервалах U концентрация углерода снижается значимо, что подтверждает ранее высказанное предположение о тенденции снижения с(C) с увеличением U
Ключевые слова
Статья посвящена результатам теоретических и экспериментальных исследований, направленных на обеспечение надежности параметров качества обработанной поверхности рельсов при шлифовании в условиях железнодорожного пути. В качестве показателя выбора тех или иных режимов и условий обработки по критерию параметрической надежности предлагается максимум вероятности выполнения задания по параметру шероховатости в заданном интервале. Для различных технологических операций указанная вероятность определяется путем имитационного моделирования, которое осуществляется в виде аддитивных или степенных моделей. Представлена математическая модель надежности технологии шлифования рельсов адекватно отражающая важнейшие технологические параметры функционирования системы и позволяющая проектировать оптимальные технологические процессы. Для практической реализации разработанной модели проведены исследования по влиянию шероховатости поверхности на циклическую трещиностойкость, контактно-усталостную прочность и износостойкость рельсов, результаты которых позволяют прогнозировать уровень эксплуатационных свойств рельсов на основе полученных значений шероховатости. Изменение шероховатости поверхности рельсов на 20 мкм приводит к изменению её износостойкости на 20–25 %, трещиностойкости и усталостной прочности на 15–20 %. Установлен диапазон изменения шероховатости обработанной поверхности рельса для обеспечения повышенной стойкости рельсов в различных условиях эксплуатации. Так для рельсов, уложенных в кривых участках пути, оптимальная шероховатость должна быть в пределах Rz = 5…10 мкм для обеспечения повышенной износостойкости. Для рельсов на прямых участках пути шероховатость, обеспечивающая повышенную усталостную прочность рельсов должна находиться в пределах Rz = 35…50 мкм. Анализ результатов расчета по надежности технологическо- го обеспечения показал, что надежность обеспечения шероховатости поверхности в требуемых диапазонах для всех штатных программ шлифования не превышает 0,6, что является недостаточным по причине неэффективности применяемых мер по предотвращению появления причин возникновения дефектов при реализации технологии шлифования рельсов в условиях железнодорожного пути. Проведена оценка видов, причин и последствий потенциальных дефектов при реализации технологии шлифования рельсов, которая позволила предложить альтернативные технологические решения и увеличить надежность технологического обеспечения шероховатости обработанной поверхности рельсов в установленных диапазонах более чем в 2 раза. Результаты проведенных исследований позволяют повысить уровень технологического обеспечения качества обработанной поверхности рельсового пути за счет учета фактического состояния рельсов и функциональных возможностей используемого оборудования. Результаты промышленных испытаний показали, что предложенные решения позволили повысить надежность технологического обеспечения качества поверхности рельса при шлифовании в условиях железнодорожного пути до 0,85 при 10%-ном увеличении времени планово-подготовительных работ.