CC BY
3
6. Козлюк А.С., Финоченко В.А. Эмпирические исследования виброакустических воздействий на операторов выправочно-подбивочных машин // Инженерно-строительный вестник Прикаспия: научно-технический журнал / Астраханский государственный архитектурно-строительный университет. Астрахань: ГАОУ АО ВО «АГАСУ», 2019. № 4 (30). С. 104-107.
7. Набоков А.Е. Экспериментальные исследования шума на рабочих местах станочников резьбообрабаты-вающих и шлицефрезерных станков // Известия Тульского государственного университета. Технические науки. 2023. Вып. 5. С. 77-84.
8. Finochenko T., Yizkov I, Dergacheva L. Risk Management in Transportation Safety System. IOP Conference Series: Earth and Environmental Science, 2021. Volume 2. P. 144-145. DOI: 10.1088/1755-1315/666/2/022050.
Набоков Александр Евгеньевич, старший преподаватель, [email protected], Россия, Ростов-на-Дону, Ростовский государственный университет путей сообщения
RESEARCH OF VIBRATION WHEN PERFORMING THE TECHNOLOGICAL PROCESS OF PROCESSING WORKPIECES ON THREAD-MAKING AND SPLIT-MILLING MACHINES IN MACHINERY ENGINEERING PRODUCTIONS
A.E. Nabokov
On the machines of the milling group, various operations were revealed for processing metal blanks with end, end, groove, cylindrical cutters. With the use of additional tools and the ability to customize the threading operation. One of the main sources of noise and vibration is the "required tool - perceived workpiece" system. The article presents the results of experimental studies of the patterns of formation of vibration spectra at the workplaces of machine operators in the normalized range of sound frequencies when working on machine tools of models 5991, 5993, 5994, 5B63, 5B64, and 5B65 and the main elements of the vibroacoustic system of the examined machines in real operation
Key words: slot milling machines, threading machines, vibration spectra, workpiece processing.
Nabokov Alexander Evgenievich, senior lecturer, [email protected], Russia, Rostov-on-Don, Rostov State Transport University
УДК 533.15; 620.1; 621.643
DOI: 10.24412/2071-6168-2023-11-430-431
ФИЗИКО-МЕХАНИЧЕСКИЕ СВОЙСТВА УПЛОТНИТЕЛЬНЫХ МАТЕРИАЛОВ
В.М. Волгин, А.А. Потапов, П.Э. Калиш, А.П. Малахо
Широкое применение уплотнений из полимерных и углеродных материалов требует точного определения комплекса физико-механических свойств, используемых при расчетах уплотняемых узлов. Настоящая работа посвящена анализу современной научно-технической литературы, посвященной теоретическому и экспериментальному исследованиям физико-механических свойств уплотнительных материалов.
Ключевые слова: уплотнительные материалы, физико-механические свойства, циклическое нагружение, экспериментальное исследование, аналитическая аппроксимация.
Надежная работа оборудования, находящегося под давлением рабочей среды, во многом определяется герметичностью его разъемных соединений [1 - 6]. Герметичность разъемных соединений зависит от большого числа факторов: особенностей конструкции, физико-механических свойств материалов сопрягаемых элементов, состояния уплотняющих поверхностей, давления и температуры уплотняемой среды и ее агрегатного состояния (газ или жидкость), качества изготовления, технического обслуживания и оснастки, необходимой для этого обслуживания и др.
Среди различных конструкций неподвижных разъемных соединений, наибольшее распространение получили фланцевые соединения, уплотнение которых достигается за счет обжатия плоской прокладки [1, 7, 8].
Довольно часто применяются прокладки из полимерных и углеродных материалов, которые обладают упруго-вязко-пластичными свойствами, что необходимо учитывать при определении условий обеспечения заданной степени герметичности фланцевых соединений. На рис. 1 представлены зависимости давления сжатия пластичных прокладок из разных материалов от величины их сжатия, которое определяется как разница исходной толщины прокладки и ее толщины под нагрузкой [10].
Восходящие части кривых соответствует нагружению прокладки давлением сжатия, а нисходящие части кривых соответствуют разгружению прокладки при уменьшении давления сжатия. Из рис. 1 хорошо видны основные особенности пластичных прокладок:
- нелинейная зависимость напряжений от перемещений (деформации);
- наличие пластических деформаций, в результате которых после снятия нагрузки толщина прокладки не восстанавливается до первоначального значения;
- существенное различие упругих свойств материала прокладки при нагружении и при разгружении прокладки.
В общем случае утечки уплотняемой среды через фланцевое соединение обусловлены двумя причинами:
- утечки по зазорам между контактирующими поверхностями фланцев и герметизирующей прокладки;
- утечки через поры в материале герметизирующей прокладки.
430
Сжатие прокладки, мм
Сжатие прокладки, мм
Рис. 1. Характеристики уплотнений из разных материалов: (а) графит; (б) фторопласт-4 [10]
Утечки по контактирующим поверхностям зависят от точности и качества поверхностей фланцев и свойств прокладки, а также от контактного давления между фланцем и поверхностью прокладки. В свою очередь контактное давление зависит от начального натяжения болтов и его ослабления в результате давления герметизирующей среды, внешних сил, действующих на фланцевое соединение, а также от изменения температуры. Минимальное контактное давление, обеспечивающее минимальные утечки по контактирующим поверхностям и прокладочный коэффициент указываются производителем прокладок, а порядок расчетов фланцевых соединений с использованием этих параметров регламентируется стандартами ГОСТ и ASME.
Утечки через герметизирующую прокладку зависят от ее геометрических размеров и пористости материала прокладки, которая зависит от величины сжимающих напряжений.
Таким образом, физико-механические характеристика материала герметизирующей прокладки являются критически важными при проектировании фланцевых соединений, так как они в значительной степени определяет поведение соединения и его герметичность.
Для определения физико-механических характеристик материалов, используемых в пластических прокладках применяются как теоретические, так и экспериментальные методы [11 - 18].
Теоретические методы в основном базируются на общих методах исследования структуры и физико-механических свойств дисперсных и композиционных материалов [11]. В частности, в рамках детерминированной модели уплотнения при условном выделении этапов структурного и пластического деформирования получены оценки влияния формы, размера и гранулометрического состава (структурных параметров) реальных порошковых материалов на процесс их уплотнения. Установлены зависимости прочности исследованных порошковых материалов при сжатии, растяжении и сдвиге от относительной плотности и их математические аппроксимации, экстраполированные па весь теоретически возможный интервал изменения плотности [12 - 13]. На основе анализа общих свойств предельных поверхностей разработана методика построения кривых предельного состояния, использующая результаты испытаний порошковых материалов различной плотности для частных схем нагружения. Построены кривые предельного состояния порошковых материалов, представленные в виде номограмм для определенных интервалов плотностей. Установлены области, соответствующие условиям уплотнения и разрыхления (разрушения) исследованных порошковых материалов для произвольных схем нагружения [13].
При определении зависимости физико-механических свойств пористых материалов от приложенного давления сжатия используются методы микромеханического моделирования консолидации и уплотнения [15, 19 -21]. В процессе уплотнения, если давление загрузки увеличивается равномерно, порошковая сборка проходит три стадии. Прежде всего, частицы заполняют пустоты и устанавливают контакты с соседними частицами. Эта стадия называется стадией перегруппировки. После установки большинства контактов начинается первоначальное уплотнение. Происходит упругая деформация и пластическая деформация, и давление нагрузки резко возрастает. Третья стадия - это разрушение, когда частицы распадаются на фрагменты. Для численного моделирования консолидации и уплотнения используется метод дискретных элементов (МДЭ) - это численная модель, способная отслеживать движение и взаимодействие отдельных моделируемых частиц. МДЭ расширил наше понимание гранулированной системы, производя количественные прогнозы, а не только качественное описание, расширил наше понимание агрегатов частиц, предоставляя как микроскопическую, так и макроскопическую информацию. Доказано, что МДЭ обладает большим потенциалом в научных задачах и отраслях промышленности, включая химическое и машиностроительное производство, пищевую промышленность, геонауки и сельское хозяйство [18]. Поступательное и вращательное движение каждой частицы может быть рассчитано с помощью второго закона движения Ньютона. Силы взаимодействия частиц обычно представляют собой силы тяжести и силы межчастичного контакта, включая нормальную и тангенциальную силы, также учитываются сила Ван-дер-Ваальса и капиллярная сила для системы мелких и влажных частиц соответственно. Для определения сил для конкретных материалов часто необходимо использовать
экспериментальные данные. В настоящее время применение МДЭ для моделирования поведения терморасширенного графита и других пористых уплотнительных материалов весьма затруднено в связи со сложной структурой частиц материала.
Для учета нелинейной зависимости напряжения сжатия от деформации используются различные макроскопические модели нелинейной упругости и пластичности [12, 16, 22]. Для учета гистерезиса в зависимости напряжение-деформация используется модель Прейзаха-Майергойза (Preisach-Mayergoyz), которая базируется на дискретно деформируемом элементе, обладающим гистерезисом [23 - 26]. Недавно было предложено обобщение этой модели с учета пластических деформаций [27].
Довольно широко используются различные феноменологические модели нелинейной упругости и пластичности. Так в работе [28] с использованием модифицированных моделей Муни-Ривлина и Огдена, учитывающих повреждаемость материала при деформации, получены зависимости напряжения от толщины образца при сжатии образца из резиноподобного материала, хорошо согласующиеся с экспериментальными данными. Использование феноменологических моделей позволяет, учитывающих особенности поведения пористых материалов, позволяет использовать для прогнозирования свойств таких материалов модели сплошных сред. В связи с этим в этом направлении проводятся интенсивные исследования с целью разработки наиболее общих моделей [29 - 31].
Учитывая, что, как правило, толщина прокладок существенно меньше их диаметра и ширины, и в процессе эксплуатации на прокладки в основном действую сжимающие напряжения, то, можно приближенно считать, что прокладки работают в условиях одноосного сжатия. Аналогичные условия реализуются при уплотнении гранулированных и пористых материалов при прокатке. Теория уплотнения гранулированных материалов прокаткой достаточно хорошо разработана и позволяет определить как основные параметры процесса, так и характеристики уплотненного материала [32 - 37]. Для повышения точности используются эмпирические зависимости предела текучести от плотности материала [36] и феноменологические модели. Так в работе [38] использована зависящая от плотности модель Друкера-Прагера с верхним пределом. В этой модели поверхность текучести включает в себя три сегмента: поверхность разрушения при сдвиге, обеспечивающую преимущественно сдвигающий поток, 'колпачок", обеспечивающий механизм неупругого упрочнения для представления пластического уплотнения, и переходную область между этими сегментами, введенную для обеспечения гладкой поверхности исключительно для облегчения численной реализации. Кроме того, для описания поведения при разгрузке был использован нелинейный закон упругости. Параметры упругости (объемный модуль и модуль сдвига) были выражены как функции относительной плотности и уровня напряжений. Использование этой феноменологической модели при численном моделировании процесса ком-пактирования методом конечных элементов позволило получить результаты, хорошо согласующиеся в экспериментальными данными.
Для учета влияния пористости на упругие свойства уплотняющих материалов используются и более простые модели, которые в ряде случаев, позволяют получить удовлетворительные результаты. Так в работах [39 - 41] предлагается определять модуль упругости пористого материала по значению модуля упругости сплошного материала, умноженного на коэффициент K, зависящий, как значения пористости, так и от геометрии пор. Выражения для коэффициента K могут быть заданы эмпирическими формулами [39], параметры которых определяются по экспериментальным данным, а так же получены на основании анализа напряженно-деформированного состояния представительного объема материала (по аналогии с моделями микромеханики композиционных материалов) [40, 41]. Однако, использование простых моделей не позволяет в полной мере учесть особенности деформирования уплотнительных материалов, так как не учитывает существенные отличия значений модулей упругости при нагружении (сжатии) и разгружении. Поэтому применение таких моделей для анализа герметичности фланцевых соединений весьма ограниченно.
Различие механических свойств пористых материалов при нагружении и разгрузке связывают с наличием линейно-упругой деформации и неупругой деформации [42]. Источниками неупругой деформации являются: (1) закрытие ранее существовавших трещин, (2) скольжение ранее существовавших трещин, (3) дилатансия, вызванная возникновением и распространением трещины, и (4) уплотнение, вызванное разрушением пор/пустот. В результате нагружения модуль упругости монотонно увеличивается, при этом в каждом цикле разгрузки модуль упругости существенно больше, чем модуль упругости при нагружении.
В настоящее время, несмотря на большой объем теоретических и экспериментальных исследований не существует единой канонической теории физико-механических свойств пористых, дисперсных и композиционных материалов, поэтому необходимо рассматривать и учитывать особенности структур и свойств отдельных материалов.
Методы определения свойств уплотняющих материалов регламентируются соответствующими стандартами [50 -53]. В ГОСТ 33784-2016 [50] описана процедура определения сжимаемости и восстанавливаемости образца, предусматривающая предварительное сжатие образца, изменение толщины образца P при предварительной нагрузке, увеличение сжимающей нагрузки до основного значения, выдержка образца при основной нагрузке 60 с и измерение толщины образца под нагрузкой M, уменьшение нагрузки до предварительной, выдержка 60 с и измерение толщины образца после снятия основной нагрузки R. Сжимаемость Ее и Ев восстанавливаемость образца определяются по следующим соотношениям:
Ее =100 (P-(M+K)/P; Ев =100 (R-(M+K)/(P-(M+K)) где K - величина собственной деформации прибора при общей нагрузке без образца.
Значения предварительной и основной нагрузки регламентируются стандартом [50]. Значения Ее и Ев характеризуют механические свойства материала прокладки, однако недостаточны для оценки герметичности фланцевого соединения. ГОСТ 34708-2021 [51] предусматривает более детальную процедуру определения механических свойств прокладок из ТРГ, которая во многом совпадает с требованиями стандартов EN 13555:2014 [52] и DIN 28090-2-2014 [53]. На рис. 2 представлена тестовая процедура, предусматривающая периодическое сжимающее нагружение и последующую разгрузку с увеличивающейся амплитудой. Под действием нагрузки прокладка упруго-пластически деформируется на этапе нагружения и упруго восстанавливается на этапе разгрузки (рис. 3). Используя информацию, полученную в ходе испытаний можно определить, как сжимаемость и восстанавливаемость прокладки, так и модуль упругости (рис. 3 в) и использованием следующего соотношения:
Eg =~Qa х
и 3 Де,
Qa
Y1
3t»
3
-4=
nHí
о
..^nnJ m "у
_L_H__t_I_
m
ЧТГ
* 1> =1
Y2
O SO IDO <50 200 260 300 3S0 400 X
Рис. 2. Тестовая процедура для определения нагрузки, при которой прокладка разрушается Qsmax, и модуля упругости прокладки Eg: 1-температура [°C]; 2-поверхностное давление прокладки [МПа]; 3-толщина прокладки [мкм]; X-время [мин]; Yl-температура [°C]; Y2- толщина прокладки [мкм] [52]
Основное отличие DIN 28090-2-2014 [53] от EN 13555:2014 [52] при определении модуля упругости прокладки состоит в том, что в расчетное соотношение входит не толщина прокладки в конце цикла нагружения , а начальная толщина прокладки е. В связи с этим значения модуля упругости прокладки EG определенные по [52] и по [53] будут отличаться в /е раз.
Существуют и другие методы определения модуля упругости пористых материалов. В работе [54] предложен метод так называемого «касательного модуля упругости». В этом методе образцы подвергались двукратному одноосному сжатию до заданного уровня напряжений. Значение напряжения в точке изгиба в первом цикле нагружения кривой модуля касательного напряжения рассматривается как нормальная составляющая напряжения (рис. 4). Изменение модуля упругости в точке C объясняется схлопыванием пор и микротрещин.
Международное общество механики горных пород рекомендует три стандартных метода определения модулю упругости [55]:
- касательный модуль упругости Etan определяется как наклон линии, касательной к кривой напряжение-деформация, при фиксированном проценте от предела прочности (рис. 5а);
- средний модуль упругости Eav определяется как наклон прямолинейной части кривой напряжение-деформация (рис. 5б);
- секущий модуль упругости Esec определяется как наклон линии от начала координат (обычно точки (0;0)) до некоторого фиксированного процента предельной прочности, обычно 50% (рис. 5в).
Y
С А
1'зе,
1
\\
\ \
(в) \ \
X time
Y flasket surface pressure
1 creep
X gasket deflection Y gasket surface pressure
creep
gasket thickness gasket surface pressure
Рис. 3. Схема нагружения-разгрузки (а), кривая деформирования прокладки (б) и схема определения модуля упругости (в) [52]
Stress measurement byTMM
Tangent » modulus
Е В
2nd, cycle n
С
1st, cycle p
Bending point
£
/ \ l BE Stress . .
(a) ' (б) (в)
Рис. 4. Схема предварительного и двухциклового нагружения (а), деформационная кривая на двух циклов нагружения (б) и схема определения «касательного модуля упругости» (в) [54]
В ряде систем инженерного анализа (СИА) методом конечных элементов имеются встроенные возможности учета особенностей деформирования материалов герметизирующих прокладок при нагружении и при разгруже-нии. Например, в системе Ansys имеется специальный модуль Gasket [56], позволяющий использовать экспериментальные данные для задания как для кривой нагружения, так и для кривых разгружения (рис. 6).
(а) * (б) 6 — (В)
Рис. 5. Схема определения касательного (а), среднего (б) и секущего (в) модуля упругости [55]
-^—compression
-linear unloading 1 linear unloading 2 linear unloading 3
1W /
lineai unloading 4 --linear unloading 5
(а) 2\
^^УУуТГ 1
х,
Сжатие прокладки, м Сжатие прокладки, м
Рис. 6. Задание данных о материале прокладки в модуле Gasket для линейной (а) и нелинейной (б) аппроксимации кривых разгружения: (1) кривая нагружения; (2) линейная аппроксимация кривой разгружения; (3) нелинейная аппроксимация кривой разгружения [56]
При этом кривая нагружения задается набором пар значений (сжатие прокладки-давление), а кривые разгружения задаются по-разному в зависимости от вида аппроксимации. При линейной аппроксимации кривая разгружения задается величиной сжатия прокладки в начале этапа разгружения и наклоном аппроксимирующей прямой (рис. 6а). При нелинейной аппроксимации кривая разгружения задается так же, как и кривая нагружения - набором пар значений (сжатие прокладки-давление).
Исходные данные всегда содержат конечное количество точек на кривой нагружения и кривых разгружения, которые в общем случае отличаются от условий в рабочих условий фланцевого соединения. В этом случае для получения необходимой информации могут быть использованы методы интерполяции экспериментальных данных. В работе [57] описана процедура кригинг-интерполяции кривых нагружения и кривых разгружения, позволяющая получить данные о кривых разгружения при произвольном сжатии прокладки в начале этапа разгружения (рис. 7).
Gasket displacement, ug
Рис. 7. Кригинг-интерполяция нелинейных данных для получения произвольной кривой разгружения
(ug', Sg') [57]
Таким образом, современные СИА позволяют широкие возможности учета особенностей физико-механических свойств материалов уплотняющих прокладок, так что и в этом случае основная проблема при анализе герметичности фланцевых соединений с прокладками из графитовой фольги состоит в отсутствии надежной и достоверной информации о свойствах материала.
Работа была выполнена в рамках государственного задания по молодежной лаборатории. Тематика: Исследование газопроницаемости и физико-химических свойств уплотнительных композиционных и углеродных материалов (FEWG-2021-0014).
Список литературы
1. Уплотнения и уплотнительная техника: Справочник / Л.А. Кондаков, А.И. Голубев, В.Б. Овандер. М.: Машиностроение. 1986. 464 с.
2. Bickford J. An introduction to the design and behavior of bolted joints. CRC press: Boca Raton. 1995.
3. Погодин, В.К. Разъемные соединения и герметизация в оборудовании высокого давления / В.К. Погодин. - Иркутск, 2001. - 406 с.
4. Божко Г.В. Разъемные герметичные соединения. Вестник Тамбовского государственного технического университета. 2010. 16(2), 404-420.
5. Продан В.Д. Божко Г.В. Герметичность оборудования / М.: Университет машиностроения. 2014. 109 с.
6. Кушнир А.П., Асадова Ю.С. Герметизация неподвижных соединений // Российский технологический журнал. 2020. Т.8(5). С.78-90.
7. Bickford J.H. Gaskets and gasketed joints. CRC press: Boca Raton. 2014.
8. Шишкин С.В., Шишкин С. С. Расчет на герметичность фланцевых соединений // Проблемы машиностроения и надежности машин. 2010. (3). 75-82.
9. Aibada N., Manickam R., Gupta K.K., Raichurkar P. Review on various gaskets based on the materials, their characteristics and applications // International Journal on Textile Engineering and Processe. 2017. V.3(1). P.12-18.
10. Krishna M.M., Shunmugam M.S., Prasad N. S. A study on the sealing performance of bolted flange joints with gaskets using finite element analysis // International Journal of Pressure Vessels and Piping. 2007. V.84(6). P.349-357.
11. Brown R.L., Richards J.C. Principles of powder mechanics. Pergamon Press: Oxford. 1970.
12. Chen W.F., Mizuno E. Nonlinear analysis in soil mechanics. Elsevier: Amsterdam. 1990.
13. Цеменко В. Н. Деформирование порошковых сред. СПб.: Изд-во СПбГТУ. 2001. 104 с.
14. Кулак М.И. Фрактальная механика материалов. Мн.: Выш. шк. 2002. 304 с.
15. Owens R.G., Phillips T.N. Computational rheology. World Scientific: Singapore. 2002.
16. Dill E.H. Continuum mechanics: elasticity, plasticity, viscoelasticity. CRC press: Boca Raton. 2006.
17. Schulze D. Powders and Bulk Solids: Behavior, Characterization, Storage and Flow. Springer: Berlin. 2008.
18. Modelling of Powder Die Compaction / Eds.: P.R. Brewin, O. Coube, P. Doremus, J.H. Tweed. Springer: London. 2008.
19. Haeri S., Wang Y., Ghita O., Sun J. Discrete element simulation and experimental study of powder spreading process in additive manufacturing // Powder Technology. 2017. V.306. P.45-54.
20. Mazor A., Orefice L., Michrafy A., De Ryck A., Khinast J.G. A combined DEM & FEM approach for modelling roll compaction process // Powder Technology. 2018. V.337. P.3-16.
21. Jiang M., Zhang A., Shen Z. Granular soils: from DEM simulation to constitutive modeling // Acta Geotech-nica. 2020. V.15(7). P.1723-1744.
22. Guyer R.A., Johnson P.A. Nonlinear mesoscopic elasticity: the complex behaviour of rocks, soil, concrete. John Wiley & Sons: Weinheim. 2009.
23. Mayergoyz I.D. Hysteresis models from the mathematical and control theory points of view // Journal of Applied Physics. 1985. V.57(8). P.3803-3805.
24. Guyer R.A., McCall K.R., Boitnott G.N., Hilbert Jr L.B., Plona T.J. Quantitative implementation of Preisach-Mayergoyz space to find static and dynamic elastic moduli in rock // Journal of Geophysical Research: Solid Earth. 1997. V.102(B3). P.5281-5293.
25. Guyer R.A. Hysteretic elastic systems: Geophysical materials / Sci. Hysteresis. 2006. V.3. P.555-688.
26. Guyer R.A., Kim H.A., Derome D., Carmeliet J., TenCate J. Hysteresis in modeling of poroelastic systems: Quasistatic equilibrium // Physical Review E. 2011. V.83(6). P.061408.
27. Sajeva A., Capaccioli S. Including plastic strain into the discrete Preisach-Mayergoyz space: Application to granular media // Journal of Geophysical Research: Solid Earth. 2019. V.124(11). P.10983-10998.
28. Nowak Z. Constitutive modelling and parameter identification for rubber-like materials // Engineering Transactions. 2008. V.56(2). P.117-157.
29. Rasolofosaon P.N. Unified phenomenological model for the mechanical behavior of rocks // Geophysics. 2009. V.74(5). P.WB107-WB116.
30. Watson T.J., Wert J.A. On the development of constitutive relations for metallic powders // Metallurgical and Materials Transactions A. 1993. V.24(9). P.2071-2081.
31. He H., Zhang Q., Zhang Y., Chen J., Zhang L., Li F. A comparative study of 85 hyperelastic constitutive models for both unfilled rubber and highly filled rubber nanocomposite material // Nano Materials Science. 2022. V.4(2). P.64-82.
32. Johanson J.R. Stress and velocity fields in the gravity flow of bulk solids // Journal of Applied Mechanics. 1964. V.31(3). P.499-506.
33. Johanson J.R. A rolling theory for granular solids // ASME Journal of Applied Mechanics Series E. 1965. V.32(4). P.842-848.
34. Reynolds G., Ingale R., Roberts R., Kothari S., Gururajan B. Practical application of roller compaction process modeling // Computers & chemical engineering. 2010. V.34(7). P.1049-1057.
35. Dec R.T., Zavaliangos A., Cunningham J.C. Comparison of various modeling methods for analysis of powder compaction in roller press // Powder Technology. 2003. V.130(1-3). P.265-271.
36. Hsu S. H., Reklaitis G.V., Venkatasubramanian V. Modeling and control of roller compaction for pharmaceutical manufacturing. Part I: Process dynamics and control framework // Journal of Pharmaceutical Innovation. 2010. V.5(1). P.14-23.
37. Keizer H.L., Kleinebudde P. Elastic recovery in roll compaction simulation // International Journal of Pharmaceutics. 2020. V.573. P.118810.
38. Han L. H., Elliott J.A., Bentham A.C., Mills A., Amidon G.E., Hancock B.C. A modified Drucker-Prager Cap model for die compaction simulation of pharmaceutical powders // International Journal of Solids and Structures. 2008. V.45(10). P.3088-3106.
39. Phani K.K., Niyogi S.K. Young's modulus of porous brittle solids // Journal of Materials Science. 1987. V.22(1). P.257-263.
40. Herakovich C.T., Baxter S.C. Influence of pore geometry on the effective response of porous media // Journal of Materials Science. 1999. V.34(7). P.1595-1609.
41. Pabst W., Uhlirova T., Gregorova E., Wiegmann A. Young's modulus and thermal conductivity of model materials with convex or concave pores-from analytical predictions to numerical results // Journal of the European Ceramic Society. 2018. V.38(7). P.2694-2707.
42. Hsieh A., Dyskin A.V., Dight P. The increase in Young' s modulus of rocks under uniaxial compression // International Journal of Rock Mechanics and Mining Sciences. 2014. V.70. P.425-434.
43. Dowell M.B., Howard R.A. Tensile and compressive properties of flexible graphite foils // Carbon. 1986. V.24(3). P.311-323.
44. Leng Y., Gu J., Cao W., Zhang T.Y. Influences of density and flake size on the mechanical properties of flexible graphite // Carbon. 1998. V.36(7-8). P.875-881.
45. Chung D.D.L. Flexible graphite for gasketing, adsorption, electromagnetic interference shielding, vibration damping, electrochemical applications, and stress sensing // Journal of Materials Engineering and Performance. 2000. V.9(2). P.161-163.
46. Celzard A., Mareche J. F., Furdin G. Modelling of exfoliated graphite // Progress in materials science. 2005. V.50(1). P.93-179.
47. Афанасов И.М., Савченко Д.В., Ионов С.Г., Русаков Д.А., Селезнев А.Н., Авдеев В.В. Теплопроводность и механические свойства терморасширенного графита // Неорганические материалы. 2009. Т.45(5). С.540-544.
48. Cermak M., Perez N., Collins M., Bahrami M. Material properties and structure of natural graphite sheet // Scientific reports. 2020. V.10(1). P.1-12.
49. Адамов А.А., Келлер И.Э., Подкина Н.С. Базовые эксперименты для идентификации КЭП-модели пластичности гибкого графита // Вестник ЧГПУ им. ИЯ Яковлева: Механика предельного состояния. 2020. №3. С.130-140.
50. ГОСТ 33784-2016. Материалы уплотнительные и прокладки из них. Метод определения сжимаемости и восстанавливаемости. М.: Стандартинформ. 2016. 8 с.
51. ГОСТ 34708-2021. Уплотнительные материалы на основе терморасширенного графита. М.: Стандартинформ. 2021. 54 с.
52. EN 13555:2014. Flanges and their joints - Gasket parameters and test procedures relevant to the design rules for gasketed circular flange connections.
53. DIN 28090-2-2014. Static gaskets for flange connections. Gaskets made from sheets. Part 2: Special test procedures for quality assurance.
54. Fujii Y., Makasi M., Kodama J.I., Fukuda D., Goto K., Kumakura S., Kanaoka M., Dassanayake A.B.N. Tangent modulus method-An original method to measure in-situ rock stress // Tunnelling and Underground Space Technology. 2018. V.82. P.148-155.
55. Malkowski P., Ostrowski L., Brodny J. Analysis of Young's modulus for Carboniferous sedimentary rocks and its relationship with uniaxial compressive strength using different methods of modulus determination // Journal of Sustainable Mining. 2018. V.17(3). P.145-157.
56. Bhashyam G.R. ANSYS mechanical - a powerful nonlinear simulation tool. Ansys Inc. 2002. V.1(1).
57. Bouzid A.H., Champliaud H. Contact stress evaluation of nonlinear gaskets using dual kriging interpolation // Journal of Pressure Vessel Technology. 2004. V.126(4). P.445-450.
Волгин Владимир Мирович, д-р техн. наук, профессор, [email protected], Россия, Тула, Тульский государственный университет,
Потапов Андрей Алексеевич, аспирант, potapov-kristall@mail. ru, Россия, Тула, Тульский государственный университет,
Калиш Павел Эдуардович, аспирант, [email protected], Россия, Тула, Тульский государственный университет,
Малахо Артем Петрович, канд. хим. наук, доцент, [email protected], Россия, Москва, Московский государственный университет им. М.В. Ломоносова, УНИХИМТЕК
PHYSICAL AND MECHANICAL PROPERTIES OF SEALING MATERIALS V.M. Volgin, A.A. Potapov, P.E. Kalish, A.P. Malakho
The widespread use of seals made of polymer and carbon materials requires an accurate determination of the complex of physical and mechanical properties used in the calculations of the compacted units. This work is devoted to the analysis of modern scientific and technical literature devoted to theoretical and experimental studies of the physical and mechanical properties of sealing materials.
Key words: sealing materials, physical and mechanical properties, cyclic loading, experimental study, analytical approximation.
Volgin Vladimir Mirovich, doctor of technical sciences, professor, [email protected], Russia, Tula, Tula State
University,
Potapov Andrey Alekseevich, postgraduate, potapov-kristall@mail. ru, Russia, Tula, Tula State
University,
Kalish PavelEduardovich, postgraduate, [email protected], Russia, Tula, Tula State University,
Malakho Artem Petrovich, candidate of chemical sciences, docent, [email protected], Russia, Moscow, Lomonosov Moscow State University, UNICHIMTEK
УДК 621.914.54
DOI: 10.24412/2071-6168-2023-11-437-438
СРАВНЕНИЕ НЕПРЕРЫВНОГО ОБКАТНОГО ШЛИФОВАНИЕ ЧЕРВЯЧНЫМ КРУГОМ И ПРЕРЫВИСТОГО ПРОФИЛЬНОГО ДВУХСТОРОННЕГО ШЛИФОВАНИЯ КОНИЧЕСКИМ КРУГОМ
Е.А. Шкаликов, Д. С. Макашин, О. П. Коржова
Шлифование зубчатых колес является важной операцией в процессе производства механических устройств. Оно позволяет достичь высокой точности и качества поверхности зубьев, что в свою очередь обеспечивает правильную и эффективную работу механизмов при эксплуатации. В процессе производства зубчатых колес важной задачей является их обработка. Для ее решения рассмотрены различные методы шлифования, используемые в промышленности: непрерывное обкатное шлифование червячным шлифовальным кругом и прерывистое профильное шлифование двухсторонним коническим кругом
Ключевые слова: шлифовальный круг, обкатное непрерывное зубошлифование, абразивный червячный круг, зубошлифование, точность, обработка.
Непрерывное обкатное червячное шлифование характеризуется высокой производительностью. В качестве инструмента используют абразивный червячный круг с наружным профилем глобоидной формы, который охватывает сектор зубьев колеса. По всей ширине зацепления между боковыми сторонами зубьев заготовки и червячным кругом имеет место линейный контакт [1, 2].
При непрервыном зубошлифовании цилиндрическим червячным кругом профиль зубьев формируется благодаря сложению ряда движений, сообщаемых станком зубчатому колесу и абразивному червячному кругу. На рис. 1 представлена схема обкатного непрерывного зубошлифования цилиндрическим червячным кругом.
Непрерывный обкатный червячный шлифовальный круг является одним из наиболее распространенных типов абразивных кругов. Он имеет равномерную структуру абразивного материала, которая обеспечивает постоянную обработку поверхности. Этот тип круга обладает высокой стойкостью к износу и способен обрабатывать большие объемы материала без потери качества. Однако, непрерывный обкатный червячный круг может оставлять более грубую поверхность после шлифования, что может потребовать дополнительной обработки для достижения требуемой шероховатости [3].
При непрерывном зубошлифовании в момент входа или выхода зубьев из зацепления могут образовываться погрешности профиля зуба по причине того, что число зубьев, находящихся в зацеплении с левой и правой боковой стороны, разное [4, 5]. Такая погрешность может расти с увеличением угла подъема витка червячного шлифовального круга, что препятствует применению многозаходных инструментов. Непрерывное шлифование в отличие от прерывистого профильного практически исключает погрешности шага и обеспечивает наибольшую производительность обработки [6].
Рис. 2. Схема прерывистого профильного двухстороннего шлифования коническим кругом
437
