Искровое воспламенение в условиях глубокого расслоения топливовоздушного заряда в рабочей камере ДВС Текст научной статьи по специальности «Механика и машиностроение»

Уфа: УГАТУ, 2007

Вестник уГА(Ту

Т. 9, №6 (24). С. 114-120

МАШИНОСТРОЕНИЕ • ТЕПЛОВЫЕ ДВИГАТЕЛИ

УДК 621.43

М. Д. ГАРИПОВ, К. Н. ГАРИПОВ, А. Г. ХАФИЗОВ

ИСКРОВОЕ ВОСПЛАМЕНЕНИЕ В УСЛОВИЯХ ГЛУБОКОГО РАССЛОЕНИЯ ТОПЛИВОВОЗДУШНОГО ЗАРЯДА В РАБОЧЕЙ КАМЕРЕ ДВС

Предложено возможное направление реализации надежного воспламенения искровым разрядом различных топлив в широком диапазоне коэффициентов избытка воздуха (> 5). Экспериментальные исследования были проведены на установке для изучения сгорания при постоянном объеме, оборудованной системой впрыска топлива. Приведены результаты экспериментального исследования с воспламенением основных товарных топлив и водного раствора этанола (50%). Проведен анализ полученных результатов. Показано, что имеется возможность достижения коэффициентов избытка воздуха, соответствующих дизельным двигателям, при использовании различных топлив. Двигатели внутреннего сгорания; многотопливность; горение; биотоплива

ВВЕДЕНИЕ

В работе [4] сформулированы требования к перспективному (унифицированному) рабочему процессу, который позволит объединить лучшие качества двух типов поршневых двигателей (топливную экономичность дизеля, удельную мощность бензинового) и должен работать на всей номенклатуре современных товарных топлив и топливах из растительного сырья, среди которых наиболее перспективным был признан обводненный этанол. Было показано, что решение проблемы реализации унифицированного рабочего процесса делится в основном на две части:

1. Решение вопроса, связанного с обеспе-

чением надежного воспламенения искровым разрядом различных топлив в широком диапазоне температур окружающей среды и коэффициентов избытка воздуха ( ).

2. Решение вопроса, связанного с безде-тонационным сгоранием в условиях высоких степеней сжатия.

В этой же работе сформулирована гипотеза о возможном способе осуществления в двигателе с искровым воспламенением без-детонационного сгорания при высоких степенях сжатия. Процесс реализуется за счет вдува компрессор-форсункой непосредственно в рабочую камеру двигателя богатой топливовоздушной струи, которая воспламеняется искровым разрядом вблизи ее границ. Этим обеспечивается первый этап сгорания, характерный для бензинового двигателя. В результате повышения давления и темпера-

туры несгоревшей части топливовоздушной смеси, обусловленного сгоранием части смеси, воспламененной искрой, на втором этапе происходит многоочаговое воспламенение и сгорание, характерное для рабочего процесса дизельного двигателя. При этом уровень неоднородности топливовоздушной смеси должен быть таким, чтобы, с одной стороны, исключить возможность возникновения детонации с интенсивностью, близкой к максимальной, с другой стороны, обеспечить максимально возможную степень использования имеющегося в рабочей камере двигателя воздуха. Удовлетворить эти противоречивые требования, вероятно, возможно, если организовать процесс таким образом, чтобы концентрационная неоднородность имела место на локальном уровне, а сами очаги локальной неоднородности были относительно равномерно распределены по объему камеры сгорания. Предполагается, что локальное образование детонационных волн, ослабляющихся в процессе распространения (благодаря неоднородной структуре смеси) до такого уровня, который не представляет опасность для конструкции двигателя и не ухудшает его эффективные показатели, допустимо. Принципы организации процессов смесеобразования и воспламенения, заложенные в предлагаемом рабочем процессе, должны позволить управлять степенью неоднородности. Самовоспламенения может и не быть при использовании высокооктановых топлив, например, водных растворов этанола. Тогда процесс будет одноэтапным.

За рамками рассмотрения в вышеупомянутой работе [4] остались вопросы, касающиеся возможности реализации на частичных нагрузках коэффициентов избытка воздуха, характерных для дизельных двигателей (до а и 5 -г- 6). Между тем, именно эта возможность в значительной степени определяет более высокую топливную экономичность дизелей в условиях эксплуатации по сравнению с двигателями с количественным регулированием мощности (бензиновыми) [3,6]. Поэтому целью данной работы является исследование возможности искрового воспламенения топливовоздушной смеси, вдуваемой компрессор-форсункой, в условиях высоких среднеинтегральных по объему рабочей камеры коэффициентов избытка воздуха.

ГИПОТЕЗА

Для реализации качественного регулирования мощности двигатель с принудительным воспламенением должен обладать специфическими свойствами. В режиме холостого хода двигатель должен работать при коэффициенте избытка воздуха порядка 5-6, при котором однородная смесь уже не воспламеняется. Смесеобразование в данном случае должно быть организовано таким образом, чтобы на режимах малых нагрузок и холостом ходе смесь концентрировалась вокруг свечи зажигания, а в остальном объеме камеры сгорания находился воздух.

Для возможности воспламенения электрической искрой топливо в районе искрового разряда должно быть в газовой фазе, а смесь — находиться в концентрационных пределах воспламенения. Но возможно ли обеспечить эти условия при использовании различных топлив в широком диапазоне температур окружающей среды?

Как показали исследования, проведенные на кафедре ДВС УГАТУ, существующее противоречие между необходимостью иметь в момент зажигания подготовленную топливовоздушную смесь и ограничением времени приготовления смеси в ДВС с неравномерным распределением заряда в цилиндре может быть разрешено применением системы впрыска с компрессор-форсункой [5]. За счет этого появляется возможность предварительного дробления и испарения топлива непосредственно в компрессор-форсунке. Было показано, что система обеспечивает минимальные цикловые подачи топлива до частот Гц с высоким

качеством распыла основных товарных топлив: дизельного, бензина и керосина.

В работе [1] исследовалась возможность воспламенения данного топливовоздушного факела искрой. В результате экспериментального исследования было установлено, что при впрыске топливовоздушной смеси существует определенный промежуток времени, при котором вблизи распылителя (на расстоянии до 10 мм по оси ТВФ и как можно ближе к ней (к оси) по радиусу) имеется возможность для воспламенения. Эксперименты на одноцикловой установке показали, что этот промежуток достаточно узок и имеет место в конце впрыска, что ставит вопросы относительно возможности реализации в двигателе всережимного воспламенения. Эксперименты на многоцикловой установке выявили достаточно широкий разброс момента возможного воспламенения относительно процесса впрыскивания в зависимости от частоты циклов и применяемого топлива, что неприемлемо в условиях двигателя. Видимо, эти обстоятельства и стали одним из факторов, благодаря которым данную систему в условиях двигателя реализовать не удалось.

Рассмотрим возможности расширения диапазона устойчивого зажигания при впрыске топливовоздушной струи компрессор-форсункой. Как уже упоминалось, для возможности воспламенения электрической искрой топливо в районе искрового разряда должно быть в газовой фазе, а смесь — находиться в концентрационных пределах воспламенения. Этой возможности, видимо, будет способствовать предварительный нагрев и частичное испарение капель в процессе сжатия топливовоздушной смеси в полости компрессор-форсунки. При этом диапазон температур окружающей среды и спектр применяемых топлив будет в значительной мере зависеть от массового соотношения топливо-воздух и степени сжатия в ней. В соответствие с этими положениями в работе [2] система впрыска компрессор-форсункой претерпела существенные изменения. Была преобразована конструктивная схема компрессор-форсунки. Давление в конце сжатия выросло до 5-12 МПа, против 0,2-0,4 МПа в работе [1]. Количество распыливающего воздуха — около 5% от общего расхода воздуха. Топливовоздушная струя поджигалась искровым разрядом, находящимся вблизи ее границ, а не ближе к оси факела. В результате проведения этих мероприятий процесс удалось реализовать в условиях двигателя. Однако результаты, полученные в этой рабо-

те, показали, что, в случае распространения свободной топливовоздушной струи, максимально возможное значение коэффициента избытка воздуха, реализуемое в двигателе, ограничено пределами - .

В данной работе было предположено, что использование предкамеры обеспечит возможность расширения диапазона устойчивого воспламенения богатой топливовоздушной струи, вдуваемой компрессор-форсункой.

Принцип воздействия предкамеры на процесс смесеобразования показан на рис. 1. Движущаяся через предкамеру топливовоздушная струя подсасывает окружающую ее среду, в результате чего образуется зона обратных токов, в которую увлекаются пары и капли топлива, а также воздух. При этом возникает эффект сепарации капель по размерам — пары топлива и наиболее мелкие капли увлекутся в зону обратных токов, тогда как крупные капли вследствие инерции продолжат свое движение, практически не изменяя своей траектории. Зона обратных токов, в которой (или вблизи нее) располагается искровой промежуток, должна характеризоваться небольшими скоростями и турбулентными пульсациями и, вследствие эффекта сепарации, смесью, содержащей в основном газовую фазу топлива и воздух. Применение предкамеры должно также снизить влияние газодинамической обстановки в камере сгорания двигателя на концентрационные поля вблизи искрового разряда.

Рис. 1. Принципиальная схема воздействия предкамеры на процесс смесеобразования

Очевидно, что влияние газодинамической обстановки будет тем меньше, чем меньше сечение канала, сообщающего компрессор-форсунку с камерой сгорания двигателя. Однако малое сечение предкамеры ведет к проблемам с ее очисткой, увеличению потерь при пере-

текании, увеличению поверхности теплоотдачи и т. д. К тому же малое выходное сечение предкамеры может привести к переобогаще-нию смеси в районе искрового разряда. Поэтому сечение, находящееся на стыке предкамеры и камеры сгорания должно быть как можно больше, а размеры камеры (из компоновочных соображений) — как можно меньше. Этим соображениям удовлетворяют такие предкамеры, в которых выходное сечение больше или равно их максимальному поперечному сечению. Это, например, формы, близкие к цилиндру, усеченному конусу и т. д. При этом не отвергаются, конечно же, и варианты, когда выходное сечение несколько меньше их максимального поперечного сечения.

Для подтверждения этой гипотезы были проведены исследования на специально созданной одноцикловой экспериментальной установке.

ОПИСАНИЕ ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНОЙ УСТАНОВКИ

Экспериментальная установка состоит из 2-х основных частей:

1) камера сгорания постоянного объема (бомба);

2) экспериментальная система топливо-подачи (компрессор-форсунка).

Принципиальная схема приведена на рис. 2.

Камера сгорания постоянного объема 4 имеет цилиндрическую форму (диаметр 80 мм и высота 22 мм). Боковые стенки камеры, изготовленные из кварцевого стекла, позволяют вести оптическую регистрацию процессов воспламенения топливовоздушного заряда. На образующей поверхности имеется ряд отверстий для установки компрессор-форсунки 6, манометра 3, нагревательного элемента 11, термопары 2, вентилей подачи воздуха и выпуска отработавших газов.

Компрессор-форсунка 6 состоит из системы подачи воздуха 10, системы подачи топлива 9, нагнетательного поршня 7 и привода 8. Подвижные элементы компрессор-форсунки приводятся в действие от рессоры. Параметры компрессор-форсунки соответствуют параметрам, реализованным в работе [2].

Для оптической регистрации процессов использовался комплекс для скоростной цифровой видеосъемки, состоящий из:

1) цифровой видеокамеры JAI PULNIX Gigabit Ethernet TM 6740 GE;

2) объектива Navitar ZOOM 7000 Macro Zoom

с переменным фокусным расстоянием 18108 мм, F/2.5;

3) персонального компьютера (ПК), в котором отображаются и сохраняются полученные кадры.

Рис. 2. Принципиальная схема экспериментальной установки: 1 — баллон с сжатым воздухом; 2 — термопара; 3 — манометр; 4 — камера сгорания; 5 — свеча зажигания; 6 — компрессор-форсунка; 7 — нагнетательный поршень компрессор-форсунки; 8 — привод компрессор-форсунки; 9 — система подачи топлива; 10 — система подачи воздуха; 11 — нагревательный элемент; 12 — источник питания нагревательного элемента; 13 — предкамера

TM-6740GE — монохромная VGA камера:

• скорость съемки: 200 кадров в секунду при полном сканировании 640x480 и до 3205 кадров в секунду при частичном сканировании;

• выдержка до 1/64000 секунды.

Камера соединена с ПК посредством сети

Gigabit Ethernet. Управление камерой осуществляется посредством программного обеспечения, которое позволяет устанавливать выдержку кадра, скорость съемки, режим просмотра и т. д. Камера имеет внутреннюю память кадров и посылает только текущие данные изображения через интерфейс Gigabit Ethernet. Данные видеоизображения посылаются как IP-пакеты. Камера позволяет проводить синхронизацию по внешним или внутренним сигналам.

МЕТОДИКА ПРОВЕДЕНИЯ ЭКСПЕРИМЕНТА

В экспериментах использовались следующие топлива: бензин, дизельное топливо и

50% водный раствор этанола. Выбранные термодинамические параметры в бомбе {Р = 1 МПа, Т = 140оС) соответствуют приблизительно степени сжатия воздуха равной 7, с начальной температурой -30°С. Температура воздуха в компрессор-форсунке и температура топлива соответствовала +20°С. Коэффициент избытка воздуха в компрессор-форсунке составлял приблизительно 0,01-

0,03 единиц. Впрыск производился в неподвижную среду. Соотношение масс впрыскиваемого топлива и воздуха в бомбе варьировалось таким образом, что среднеинтегральный по объему бомбы коэффициент избытка воздуха составлял 6 и 20 единиц. Для каждого значения определялся диапазон воспламенения, сопоставляемый с продолжительностью впрыскивания. Исследование процессов воспламенения и горения топливовоздушных струй проводилось в условиях цилиндрической предкамеры. Воспламенение или пропуски определялись визуально или при помощи скоростной видеосъемки.

РЕЗУЛЬТАТЫ И ОБСУЖДЕНИЕ

Воспламенение и последующее сгорание в условиях высоких коэффициентов избытка воздуха будет возможно, если будет воспламеняться топливовоздушная струя, еще не успевшая распространиться по всему объему камеры сгорания, т. е. если организовать горение предварительно неперемешанной {или частично перемешанной смеси). Степень расслоения топливовоздушного заряда в данном случае будет определяться моментом воспламенения струи — чем ближе к началу впрыска, тем расслоение больше. В условиях двигателя необходимая ее величина будет различной в зависимости от газодинамической обстановки в рабочей камере, частоты циклов, нагрузки и т. п. факторов, которые определяются конкретным двигателем и режимом его работы. Поэтому для возможности реализации данной системы в двигателе диапазон воспламенения струи должен быть как можно шире — от близкого к началу впрыска, до его окончания.

Эксперименты показали, что зажигание топливовоздушной струи возможно в достаточно широком диапазоне — начиная с первой трети периода впрыска до момента его окончания. Необходимо отметить, что данный результат получался независимо от вида применяемого топлива.

На рис. 3, 4 представлены видеограммы процесса впрыскивания и горения при под-

жигании в момент приблизительно середины впрыска. Горение на обоих рисунках начинается на четвертом кадре. Видно, что охват пламенем топливовоздушной струи происходит довольно быстро {в пределах разрешающей способности выбранного режима съемки): 3 кадр — воспламенения еще не произошло, а на четвертом кадре пламенем охвачена уже вся струя. В дальнейшем происходит относительно медленное диффузионное горение. Для наглядности на рис. 5, 6 представлены видеограммы процесса горения в районе сопла предкамеры в увеличенном масштабе. Для получения более четких кадров горения подсветка была отключена, поэтому несгоревшую топливовоздушную струю не видно.

Рис. 3. Регистрация процесса горения топливовоздушного факела: давление в «бомбе» 1 МПа; температура 140°С; а и 6; топливо — бензин; 1000 кадров/с

I Г ?

Рис. 5. Регистрация процесса горения топливовоздушного факела вблизи сопла предкамеры: давление в «бомбе» 1 МПа; температура 140°С; ; топливо — бензин; 1000 кадров/с

Рис. 4. Регистрация процесса горения топливовоздушного факела: давление в «бомбе» 1 МПа; температура 140° С; а и 6; топливо — дизельное; 1000 кадров/с

Рис. 6. Регистрация процесса горения топливовоздушного факела вблизи сопла предкамеры: давление в «бомбе» 1 МПа; температура 140°С; а и 6; топливо — 50% (по массе) водный раствор этанола; 1000 кадров/с

На рис. 7 представлены видеограммы процесса впрыскивания и горения при поджигании приблизительно в первой трети периода впрыска. Среднеинтегральный по объему бомбы коэффициент избытка воздуха составляет 20 единиц.

На рис. 8 представлены видеограммы процесса впрыскивания и горения при поджигании после окончания впрыска. Топливовоздушная струя уже успела перемешаться с окружающим воздухом, и концентрационный состав вышел за пределы распространения пламени. Но интересный факт: видно (кадры 4-9), что воспламенение и горение вбли-

зи сопла предкамеры происходит даже в этих условиях.

Рис. 7. Регистрация процесса горения топливовоздушного факела: давление в «бомбе» 1 МПа; температура 140 С; ; топливо — бензин;

1000 кадров/с

Рис. 8. Регистрация процесса горения топливовоздушного факела: давление в «бомбе» 1 МПа; температура 140° С; а и 6; топливо — дизельное; 1000 кадров/с; зажигание после окончания впрыска

Таким образом, показано, что предкамера может играть роль стабилизатора состава и скорости смеси в зоне вокруг электродов свечи и тем самым способствовать надежному воспламенению электрической искрой впрыскиваемой ТВС. За счет этого появляется возможность достижения коэффициентов избытка воздуха, соответствующих дизельным двигателям, при использовании различных топлив.

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ

1. Галиев, Р. А. Воспламенение топливовоздушного факела искрой в двигателях внутреннего сгорания : дис. ... канд. техн. наук / Р. А. Галиев. Уфа: УАИ, 1994. 130 с.

2. Гарипов, М. Д. Унифицированный рабочий процесс поршневых ДВС : дис. ... канд. техн. наук / М. Д. Гарипов. Уфа, 2004.105 с.

3. Гарипов, М. Д. Влияние степени сжатия и способа регулирования нагрузки на эффективные показатели поршневых ДВС / М. Д. Гарипов, Р. Ю. Саккулин // Ползунов-ский вестник. 2006. № 4. С. 54-57.

4. Еникеев Р.Д. Рабочий процесс перспективного поршневого ДВС / Р. Д. Еникеев, М. Д. Гарипов // Вестник УГАТУ. 2006. Т. 7, №3. С. 12-22.

5. Рудой, И. Б. Высокочастотный впрыск малых цикловых доз топлива : дис.... канд. техн. наук. Уфа, 1987. 130 с.

6. Стечкин, Б. С. Избранные труды. Теория тепловых двигателей / Б. С. Стечкин. М. : Физ-матлит, 2001. 432 с.

ОБ АВТОРАХ

Гарипов Марат Данилович,

ст. преп. каф. ДВС. Дипл. магистр техники и технологий (УГАТУ, 1999). Канд. техн. наук по тепловым двигателям (УГАТУ, 2004). Иссл. в обл. перспективных рабочих процессов ДВС, биотоплив.

Гарипов Кирилл Назифо-вич, лаб. той же каф. Дипл. бакалавр техн. и технол. по энергомашиностроению (УГАТУ, 2006). Иссл. в обл. перспективных рабочих процессов ДВС, биотоплив.

Хафизов Амир Гундуло-вич, лаб. той же каф. Дипл. бакалавр техн. и технол. по энергомашиностроению (УГАТУ, 2006). Иссл. в обл. перспективных рабочих процессов ДВС, биотоплив.

Уфа: УГАТУ, 2007

Вестник уГА(Ту

T. 9, №6(24). C.120-127

МАШИНОСТРОЕНИЕ ДИНАМИКА, ПРОЧНОСТЬ МАШИН, ПРИБОРОВ И АППАРАТУРЫ

УДК 681.5:629.7

С. С. КОМАРОВ, Н. И. МИСКАКТИН

ПРОСТРАНСТВЕННОЕ ДВИЖЕНИЕ МНОГОЦЕЛЕВЫХ ПРЫГАЮЩИХ ПНЕВМОУПРУГИХ РОБОТОВ

Рассматриваются динамика пространственного движения новых видов спускаемых автоматических станций. Рассматривается пространственное, автоколебательное движение пневмоупругой системы, содержащей нелинейный источник энергии. Исследуется система управления движением пневмоупруго-го робота, позволяющая изменять шаг прыжка в широком диапазоне. Пневмоупругость; пространственное движение; нелинейный источник энергии; автоколебания; ударное взаимодействие с экраном; пневмоконструкция; управляющий

момент; робот

Дальнейшее развитие непилотируемой, автоматической космонавтики привело к исследованию различных способов движения роботов автоматических станций с колесными, гусеничными и прыгающими движителями.

Все роботы, которые в предыдущие годы исследовали планеты Солнечной системы, могли изучить довольно ограниченные площади вблизи места своего приземления. Даже советские луноходы и американские марсоходы, преодолевшие в общей сложности расстояние в несколько десятков километров, смогли детально исследовать лишь незначительные площади Луны и Марса. NASA решило изменить существующее положение вещей и профинансировало разработку так называемого «прыгающего» робота для Марса. Робот получил название «Frogbots» и его разработку ведет Калифорнийский технологический институт. За счет довольно сложной и оригинальной системы пружин, робот сможет подпрыгивать вверх и в сторону (под углом 45 градусов). Приземлившись, в течение нескольких минут устройство восстанавливает свое первоначальное положение и вновь приводится в готовность к новому прыжку. В условиях земной гравитации высота «прыжка» составит 2,4 м, а на Марсе, где сила притяжения в три раза меньше, — до 7,2 м.

Институт передовых идей НАСА (NASA Institute for Advanced Concepts, NAIC) занимается разработкой «скачущих роботов», которые смогут с успехом проводить исследования пересеченной местности и зон повышенной опасности. Такие роботы могут работать практически полностью в автономном режи-

ме и способны без проблем проникать в любые укромные уголки местности — щели, пещеры, впадины и т. п.

Доктор Р. Робенет из центра по созданию роботов Sandia National Laboratories, США, разработал уникальный прыгающий робот. При помощи ракетного двигателя робот может прыгнуть на высоту свыше 1,5 метра и расстояние до 2-х метров. Заряда топлива достаточно для передвижения робота на расстояние до 6 километров. Каждый прыжок длится пять секунд. Максимальная высота прыжка — 6 метров.

Нового робота выпустила компания Toyota. Он представляет собой ногу длиной в один метр и квадратный корпус, монтированный на эту ногу. Особенность машины заключается в способе передвижения: робот перемещается прыжками (высотой, правда, всего 4 см). Как заявляют представители компании Toyota, «технология может быть применена и для двуногих роботов гуманоидного типа. Благодаря ней роботы смогут быстро и в то же время аккуратно перемещаться». Как оказалось, робота создать удалось не сразу, до него было много неудачных опытных образцов.

Вертикальное автоколебательное движение пневмоупругой системы рассмотрено в работах [3,4]. В данной работе рассматривается пространственное движение двухмассовых прыгающих роботов, содержащих нелинейные источники энергии и пневмоопоры. Задача циклического, ударного нагружения прыгающих сферообразных пневмо-каркасных мягких оболочек рассматривалась в работе [2]. Динамическое взаимодействие

свободно падающих сферообразных пневмоконструкций с экраном достаточно подробно исследовано в работе [3]. Исследования показали, что подобные системы при определенных условиях входят в режим автоколебаний. В данной работе проведены исследования динамического взаимодействия автоколебательной двухмассовой системы с нелинейным источником энергии вблизи экрана.

Исследования, проведенные авторами [1], показали возможность создания систем, позволяющих существенно расширить возможности автоматических устройств, которые используют для перемещения по поверхности исследуемых планет принцип прыгающего движения. В данной статье рассматривается пространственное движение двухмассового прыгающего робота.

Движение прыгающего пневмоупругого робота описывается в системе координат связанной с поверхностью планеты .

Опишем полную энергию (функцию Гамильтона) двухмассовой системы с пневмоопорами в переменных обобщенных координат и импульсов (фазовое пространство). Обобщенные координаты и импульсы двухмассовой системы определяются следующим образом [1]:

Я = (»’1, »’2, фи, Ч?2г: , »’11, »’12, • • •

• • • , ПЛ', »"21, • • • , ї"2Лг, • • • , Г ММ), Р = (Л, А, ¿1, ¿2,¿>11,¿>12, • • •

• • • ,¿>21,¿>22, • • • :РМА!)-

(!)

Изменение полной энергии системы с учетом работы источника энергии, работы сил трения и других диссипативных сил в виде функции Релея можно выразить так:

8Е(д,р,дЛ<) = 8Н(д,р) +

+ Ае(Р, д + д)) + -О(д). (2)

При учете, что в полной энергии учтены только потенциальные силы 8Н(д,р) = О, изменение полной энергии системы зависит только от подвода энергии к системе источниками энергии и от работы диссипативных сил

8Е(д,р, дЛ) = Ак(Р,д) + А(1(д,д) + Б(д).

(3)

Это позволяет построить уравнения движения исследуемой системы в виде системы уравнений первого порядка, которая представляет собой каноническую систему уравне-

ний движения Гамильтона с учетом непотенциальных и диссипативных сил:

4-і =

ОН

Орі

14 =

Ґон оае ¿ци

дР

%

(4)

Гамильтониан системы представляет собой сумму кинетической и потенциальной энергии системы, выраженной через переменные фазового пространства:

Н = Т(р) + и(д).

(5)

Кинетическая энергия плоского движения системы записывается как квадратичная форма от обобщенных импульсов

Т =

Р\

Й.

2Л

Г%

2 М-2'

(6)

Потенциальная энергия тел системы в гравитационном поле планеты записываются так:

3

и(ц) = ^2 мкШ = мш + м2ш- (7)

к=1

Работа нелинейного источника энергии зависит от направления движения тел и определяется термодинамическим циклом источника энергии.

Ае(Р, д) = <

= <

Яп

Р{д)вУ{д) й > О

Р{д)с1У{д) й < О

Р(д)Б в,д й > О

Р(д)Б сід й < О,

(8)

дт

где и — относительное перемещение верхнего тела относительно нижнего, Р(д) — давление в рабочей и У(д) — объем рабочей камеры нелинейного источника энергии как функции обобщенных координат.

Изменение давления в рабочей камере на рабочем ходе [5] можно вычислить по кусочно-гладкой аппроксимации следующего вида:

[ 1,1293 - 6,724« + 22.22 Ь'нг -

39,245м3 + 33,89м4 - 11,22м5, Рсы = и > 0,025

0,5 + 45,9231« - 1076,92м2, и < 0.025.

(9)

где «т;п < и < 1 — относительное перемещение поршня относительно максимальной длины.

Работа газа, заключенная в пневмооболочке над элементами этой оболочки, равна:

А,\ = [ [ [ Ргп(1Б(И +

«/¿1 У Г2 «/

-ßPrrdSdt, (10)

и і J п

где — область поверхности пневмооболоч-

ки, — избыточное давление внутри пневмооболочки, — элемент поверхности, — нормальный и тангенциальный вектора к элементу поверхности, — коэффициент трения движения элемента оболочки по поверхности других тел.

Система уравнений движения элементов пневмооболочки записывается так [1]:

Qij

Pi.)

т.

у

Pij = 7//'("•+ pijbh v)

і- J

Fij(u, v)

Cr(2q.

Qi—ij

Qi+ij)’

(11)

В ходе деформации замкнутой пневмооболочки давление в ней меняется по следующему закону:

P =

7 Pi PiWi

(12)

где — давление в -м отсеке оболочки с учетом перетеканий — между -м и -м отсеком [1].

В случае отработки динамики движения робота и системы управления им, для быстроты счета, пневмоопоры большой жесткости можно задать в виде произведения контактной площади и переменного давления в

пневмоопоре Fam = SPam, где давление в рабочей камере задается в виде аппроксимации результатов испытаний численной конечноэлементной модели пневмоопоры [4], Рат =

,

переменная 0 < h < 1 — относительный зазор между нижним телом и поверхностью планеты, отнесенные к высоте амортизатора.

Реальные пневмоупругие системы чаще всего являются неконсервативными, и, следовательно, необходимо учитывать диссипацию энергии, которая в общем случае является функцией обобщенных скоростей и представляет из себя положительно определенную квадратичную форму:

1 1 1 D = ö ЕЕ h’i('l’('l'r

i=1 j=1

(13)

где D — диссипативная функция Релея [1].

Прыгающий робот должен иметь возможность в зависимости от своих задач и рельефа местности менять расстояние и высоту прыжка. С этой целью введем моментМ^д, q), который производит сдвиг верхнего тела относительно нижнего, которое опирается посредством пневмоопоры о поверхность планеты.

Управляющий момент должен удовлетворять некоторым условиям. Принимать максимальное значение при прохождении системой нижней точки и возвращать нижнее

тело на свое место в момент прыжка на восходящей ветви свободного полета.

Положение тел относительно друг друга определяется положением точки равновесия , определяемым через скорость верхнего телах(уг) (рис. 1).

Mz = M°Lhlü (xi - х-2 + х)д?у-?Я

(14)

Рис. 1. Кинематическая схема прыгающего робота

Управляющий момент (14) можно представить в виде пары сил і^, действующих на оба тела с плечом Ду:

1

Е'і = Р0Ь2ш-ц(Ах - х)-У і

(15)

Параметр X определяет величину сдвига Аж, при котором стяжка находится в равновесном состоянии, поэтому в случае изменения параметра % на стяжку действует момент Мг, который поворачивает стяжку в новое положение равновесия. Это позволяет создавать необходимый сдвиг Аж, который обеспечивает как необходимую траекторию движения центра масс обоих тел, так и центра масс всей системы. Сдвиг Аж в положении равновесия Рг = 0, когда Аж = х, и зависит от вертикальной скорости верхнего тела следующим образом:

X = -Км- агс4^ [к\іуі - 1)]

7Г

(16)

где — константа, Км — параметр управления, определяющий положение равновесия после прохождения нижней точки, а следовательно, относительный сдвиг тел и длину прыжка. Величина параметра Км подбирается из условия обеспечения устойчивости движения и оптимизации траектории движения системы по длине и высоте прыжка.

Рис. 2. Сила, развиваемая нелинейным источником энергии и управляющий момент, регулирующий длину прыжка

Каноническая система уравнений движения прыгающего робота включает двенадцать обыкновенных дифференциальных уравнений первого порядка:

г і =

Г-2 =

Рі

М?

Р2

М2

<Р'2г =

и

Ь ■Кг '

Ріг

<?2г '

(17)

Р і = Реї + Ре-2 + К\; + Р\\г + Рп і + Рг1\

І. і ~ = Л//, + МЛ- + Ми/ + Л//),;

Р-2 = Рапп + Рат-2 ~ РЕі -

— — -Рц" + -?!)•> — Fz'•!

І-2-: = Мат - МЕ - Мл- - Л/и + Л-/,,..

(18)

где — сила взаимодействия между те-

лами в нижнем и верхнем положение с ограничителями на штанге, МЕ — момент, создаваемый нелинейными источниками энергии,

— момент, создаваемый пневмоопорами на нижнем теле, М^, Мд2 — моменты, создаваемые силами демпфирования .

Численное интегрирование системы уравнений движения позволяет исследовать устойчивость движения системы и особенности динамики движения прыгающего робота, а также синтезировать систему управления прыгающим роботом.

Положение центра масс и его скорость определяется в зависимости от координат нижнего и верхнего тела У*1, ^*2 и их скоростей , по следующим соотношениям:

_ {гп]Уа + т2УЪ)

Н-ст — / , \ :

(ГПі + 777-2 )

т/ _ (тПіУі + ТП-іУі) (ті + т-2) ’

(19)

При прохождении центром масс нижней точки, необходимо контролировать минимальное расстояние между телами

, для поджига смеси при ее максимальной степени сжатия.

Направление движения системы определяется однобитовым индикатором, который принимает значение при падении системы с высоты и значение при движе-

нии системы вверх. Смена значения индикатора происходит в момент прохождения верхней точки положения центра масс с на

и при прохождении нижней точки с на . При измене индикатора в

нижней точке с 0 на 1 происходит поджиг топливной смеси и начинается рабочий ход нелинейного источника энергии.

Изменение характеристики х =

происходит за счет изменения параметра Км, а х как функция У\у и

создает максимальное значение момента в нижней точке при в момент поджи-

га воздушно-топливной смеси. Зависимость сил, развиваемых нелинейными источниками энергии и управляющий момент сил от времени приведены на рис. 2. Из графика видно, что управляющий момент достигает максимума во время срабатывания нелинейных источников энергии и определяющих угол наклона вектора скорости прыжка к горизонту и, следовательно, определяющий длину прыжка.

Рис. 3. Изменение управляющего момента от времени при установившемся движении робота

Разница в максимальной величине момента связана с угловыми колебаниями нижнего и верхнего тела при обжатии и срабатыванием источника энергии.

Рассмотрим динамику движения робота, и исследуем некоторые принципиальные вопросы

На высоту и длину прыжка влияет и рабочий объем источника энергии. Зависимость длины прыжка Б и высоты Н от объема рабочей камеры V приведены на рис. 4.

Видно, что изменение параметра управления от Км = 0,1 (рис. 5, а) до Км = = 0,45 (рис. 5,6) меняет длину прыжка от Б = = 1,32 м до Б = 5,1 м. При дальнейшем увеличении параметра управления до длина прыжка увеличивается мало, так как нижнее тело (опора) начинает проскальзывать против движения и при Км > 0,50 движение из-за большого проскальзывания теряет устойчивость.

Динамические характеристики движения прыгающего робота приведены на рис. 6,7,8,9.

Рис. 4. Изменение управляющего момента от времени при установившемся движении робота

6

Рис. 5. Траектория движения верхнего и нижнего тел робота

Из графика рис. 6, а, 6 видно, что после отрыва системы от опорной поверхности нижнее тело отстает по горизонтали от верхнего, а при приближении к земле подтягивается под верхнее. Такое движение позволяет сжатие в рабочих объемах нелинейных источников энергии провести с максимальной степенью сжатия. После прохождения нижней точки

происходит поджиг топливовоздушнои смеси и одновременно происходит сдвиг верхнего тела относительно нижнего на заданную величину Дж.

6

Рис. 6. Зависимость перемещения от времени

Л'

При анализе динамики движения тел робота иногда удобно движение тел изобразить в виде фазовых траекторий в пространстве перемещение верхнего (1) и нижнего (2) твердых тел — скорость Уп, У2, Уу2 (рис. 7).

При взаимодействие нижнего тела с поверхностью планеты, последнее входит в угловые колебания. Изменения углов наклона и угловых скоростей приведены на рис. 8, а,6.

Горизонтальные линии на рис. 8, а показывают, что после выхода нижнего тела с пневмоопорами из контакта с поверхностью под действием сил источников энергии, угол наклона нижнего тела выравнивается с углом наклона верхнего тела имеющего массу на порядок больше. За время контакта нижнего тела с опорной поверхностью оно совершает несколько десятков периодов колебаний, которые приводят к колебанию верхнего тела в противофазе.

Рис. 7. Фазовая плоскость движения системы тел робота

Рис. 8.

Характеристики угловых колебаний верхнего и нижнего тел

После отрыва нижнего тела от опорной поверхности, колебания прекращаются и пневматическая связь выравнивает нижнее тело с верхним по углу наклона к горизонту. Так как сочетание вертикальных и угловых колебаний происходит с небольшим отклонением, при высокой частоте угловых колебаний, поэтому отрыв системы от поверхности происходит каждый раз с различными углами равного .

Рассмотрим зависимость основных сил, действующих на тела робота в ходе его движения.

а

и

Из зависимостей, приведенных на рис. 9, видно, что силы, развиваемые нелинейным источником движения, принимают максимальные значения сразу после поджига топливовоздушной смеси. Силы, развиваемые источником энергии, являются внутренними, а силы реакции при взаимодействии пневмоопор с опорной поверхностью — внешними, которые уравновешивают давление сил источников энергии на нижнее тело. При силы от источников энергии действуют под углом к опорной поверхности и придают верхнему телу скорость под углом к горизонту.

хю4

н

2.0-

0 1

^»П7|,2

ХЮ4

н

2.0-

1.5-

1.0-

0.5-

0 1 2 3 4 t, с

6

Рис. 9. Зависимость силы источников энергии и силы реакции пневмоопор при контактном взаимодействии с опорной поверхностью от времени

Проведенные исследования позволили выявить основные особенности динамического взаимодействия автоколебательных двухмассовых систем снабженных пневмоупру-гим основанием с нелинейным источником энергии вблизи экрана.

Исследования показали, что:

двухмассовый робот с пневмоупругим основанием и общей массой 120 кг способен совершать прыжки по опорной поверхности от прыжков на месте до прыжков в длину около 5 метров;

• длина прыжков определяется изменением только одного параметра Км, определяющим сдвиг % под действием момента силы

Mz;

• величина прыжка двухмассового робота, содержащего пневмоопоры, по высоте и длине пропорциональна мощности нелинейного источника энергии, которая трансформируется в кинетическую энергию верхнего твердого тела.

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ

1. Комаров, С. С. Гамильтонов подход к численному преставлению модели пневмоупругости / С. С. Комаров, Н. И. Мискактин // Вестник УГАТУ. 2006. Т. 7, № 1. С. 179-186.

2. Комаров, С. С. Основы пневмоупругости мягких средств спасения спускаемых объектов / С. С. Комаров, Н. И. Мискактин,

Н. Ю. Цвиленева // Наука и технологии. М. : РАН, 2005. С. 302-313.

3. Комаров, С. С. Анализ эффективности пневмоупругих систем спасения при посадке спускаемых объектов / С. С. Комаров,

Н. И. Мискактин // Вестник УГАТУ. 2002. Т. 2, №2. С. 179-186.

4. Komarov, S. S. Computer modeling of impact interaction with screen of double-mass solid system / S. S. Komarov, N. I. Miskaktin // Proc. of the 5th Int. Workshop on Computer Science and Information Technologies (CSIT). Ufa, 2003. P. 115-117.

5. Кондрашов, В. М. Двухтактные карбюраторные двигатели внутреннего сгорания /

В. М. Кондрашов, А. Т. Григорьев [и др.]. М. : Машиностроение, 1990. 272 с.

ОБ АВТОРАХ

Комаров Сергей Сергеевич,

ст. науч. сотр., рук. СКБ авиац. устройств. Дипл. инж.-мех. по авиац. двигателям (УАИ, 1967). Д-р техн. наук по динамике, прочности машин, приборов и аппаратуры (УГАТУ, 1999). Иссл. в обл. пневмоупругости транспортных систем.

ЧТ —Мискакihm Николаи Ивано-%/ р, вич, ст. науч. сотр. того же

& ”»» I; СКБ. Дипл. физик-теоретик

Ч г (БГУ, 1976). Канд. техн. на-

\ , ук по проектированию и кон-

струкциям судов (Ленингр. - i \ кораблестр. ин-т, 1987). Иссл.

-V V\ if л k 1 в обл. теории оболочек и газо-*■' с . -i. \? ! вой динамики.

Уфа: УГАТУ, 2007

Вестник уГА(Ту

Т. 9, №б (24). С. 127-135

МАШИНОСТРОЕНИЕ • ТЕХНОЛОГИЯ МАШИНОСТРОЕНИЯ

УДК 621.001.2:658.512.4

С. Г. СЕЛИВАНОВ, С.П.ПАВЛИНИЧ, В.В.НИКИТИН

МЕТОДЫ АВТОМАТИЗАЦИИ ТЕХНОЛОГИЧЕСКОЙ ПОДГОТОВКИ ТЕХНИЧЕСКОГО ПЕРЕВООРУЖЕНИЯ АВИАДВИГАТЕЛЕСТРОИТЕЛЬНОГО ПРОИЗВОДСТВА

Разработаны методы технологической подготовки технического перевооружения машиностроительного производства. Их основой является математическое моделирование с использованием интегрального и дифференциального исчислений и применения системы МЛТЬЛВ. Машиностроение; технологическаяпод-готовка производства; техническое перевооружение; математическое моделирование; программное о6еспечение

Основными средствами развития предприятий в настоящее время являются инвестиционное и инновационное проектирование с целью обеспечения технического перевооружения производства для производства новой конкурентоспособной продукции.

Для разработки план-графиков технологической подготовки технического перевооружения производства с целью постановки на производство новой техники, необходимо исходить из следующих предпосылок развивающего маркетинга, рис. 1.

Из этого графика видна динамика изменения платежеспособного спроса — в соотношении с объемами выпуска продукции на предприятии — У{Ъ). Анализ приведенного на рис. 1 графика показывает, что предприятие, которое не развивает производство1 в условиях постоянного роста условно-постоянных затрат и возрастающей в этой связи критической программы выпуска продукции — ,

со временем обязательно оказывается в ситуации выхода к «зоне банкротства» (на рис. 1 — это точка пересечения функций и в колонке 7). Названная зона банкротства находится на диаграмме ниже линии критической программы — , определяемой по точкам

безубыточности. Менеджмент предприятия в этой связи вынужден организовывать работы либо по увеличению объемов выпуска продукции и соответствующего ему объема продаж (объемов реализации), либо сконцентрировать свои усилия на инновационном менеджменте для постановки на производство новой продукции и/или диверсификации производства. В противном случае предприятие

рискует оказаться в зоне банкротства и заниматься инновационным менеджментом при отягчающих обстоятельствах решения задач реструктуризации производства, которое стало убыточным.

В настоящее время у многих предприятий машиностроительного комплекса наблюдается следующий вид диаграммы загрузки производственных мощностей предприятия, где изменения объемов выпуска продукции ( показаны в сравнении с производственной мощностью ( ), рис. 2.

Для выхода из этой зоны профилактики банкротства необходимо проводить комплексную реконструкцию путем реструктуризации (на рис. 2 — это фрагмент после участка линии, отмеченного ромбиками — ) и технического перевооружения производства (на рис. 2 этот участок отмечен звездочками — *).

Реструктуризация производства — управляемый процесс изменения производственной и организационной структуры предприятия за счет применения более прогрессивных форм организации производства, труда и управления, реорганизации цеховых, бесце-ховых и корпусных организационных структур, а также основных производственных участков и вспомогательных отделений. Реструктуризация производства предусматривает не только изменения организационной и производственной структуры, но также техническое перевооружение производства в целях обеспечения ресурсосбережения и поста-

'Не увеличивает объемы \'{£) и не ставит на производство новую продукцию на фоне увеличения платежеспособного спроса — Z(t).

14

12

10

8

6

4

2

0

г*

; > “Г ' < ■ J

У П /s

- V- ► V V iV. Г'

f-

ч Г

J'j V

\ <ъ <3 л О» &

2@)-линия спроса

V(t)- линия объемов выпуска (предложения)

V^(t) - линия

критической

программы

выпуска

продукции

Рис. 1. Динамика изменения объемов выпуска — V(t) — в соотношении со спросом — Z(t) — и критической программой выпуска продукции — VKp(t) по кварталам

Рис. 2. Схема анализа загрузки производственных мощностей для решения задач управления проектами развития производства

новки на производство новой конкурентоспособной продукции.

Основными проектными документами постановки на производство новой техники, обеспечения готовности предприятия к выпуску новой конкурентоспособной продукции являются: проектная документация на новые изделия, проектно-сметная документация по техническому перевооружению производственных подразделений (объектам подготовки производственных мощностей), целевые программы или план-графики работ, бизнес-планы и обоснования эффективности мероприятий таких проектов.

Исходным документом для разработки целевых программ и план-графиков технологической подготовки технического перевооружения производства в условиях реструктуризации является чертеж технологической компоновки корпуса (рис. 3) или цеха, намеченного к реконструкции или техническому перевооружению. Технологическая компоновка позволяет:

• определить пусковые комплексы проекта технического перевооружения;

• выполнить общие для всех проектов технического перевооружения цехов работы по реконструкции зданий, инженерных сетей, приобретению нового технологического оборудования;

• выполнить работы по завершению проекта технического перевооружения в целом.

Сводный план-график работ составляют из локальных план-графиков технического перевооружения цехов, рис. 4.

Для разработки рассматриваемых графиков работ принципиальное значение имеют разработки норм технологического проектирования не только в виде нормативов удельной площади, расстояний между оборудованием, запасов технологической оснастки, норм расходов материалов, но и нормы времени на разработку проектно-технологической документации. Часть эмпирических зависимостей для определения таких нормативов представлена на рис. 5, 6.

Рис. 3. Технологическая компоновка производственных корпусов

Название задачи

07 Полугодие 2, 2007 Полугодие 1, 2008 Полугодие М I И I И I А I С I О I Н I Д I Я I Ф I М I А I М I И I И I Al С

(0-1) Разработка целевой программы технического перевооружения цеха

(1-2) Технологический анализ конструкций новых изделий

(2-4) Анализ загрузки производственных мощностей

(4-3) Разработка проектных технологических процессов

(3-5) Проектирование оборудования ЦЕАС (элеваторых, откатных и др.стеллажей, крана-штабелера)

(3-6) Разработка рабочей технологической документации

(3-7) Разработка технологической планировки оборудования

(4-8) Разработка дизайн-проекта цеха

(4-9) Разработка строительной документации на фундаменты под оборудование

(5-25) Изготовление нестандартизованного оборудования ЦЕАС

(6-12) Проектирование переналаживаемой оснастки для участка №1

(7-10) Разработка бизнес-плана проекта

(8-10) Разработка макета роботизированной линии (участка мехатронных станков, ГПС...)

9-10) Разработка энергетической части проекта

(10-11) Разработка и утверждение сводного комплекта документации проекта техперевоору^ния

(11-13) Демонтаж оборудования на буферной площадке (освобождаемые площади ЦРБ)

(11-14) Изготовление фундаментов под оборудование участка №1(на площадях ЦРБ)

(11-28) Архитектурно-художественное оформление интерьера цеха

(11-29) Реконструкция инженерных сетей и вентиляции

(12-15) Проектирование переналаживаемой оснастки для участка №2

(12-16) Изготовление оснастки для участка №1

(13-16) Монтаж и отладка оборудования участка №1 (подготовка площадки под участок №2)

(13-17) Изготовление фундаментов по монтаж оборудования участка №2 (на площадях 1 уч.)

(15-18) Проектирование переналаживаемой оснастки для участка №3

(15-19) Изготовление оснастки для участка №2

(16-19) Монтаж и отладка оборудования участка №2

(16-20) Изготовление фундаментов под оборудование участка №3

(18-21) Проектирование переналаживаемой оснастки для участка №4

(18-22) Изготовление технологической оснастки для участка №2

(19-22) Монтаж и отладка оборудования на участке №3

( 19-23) Изготовление фундаментов под оборудование участка №4

(21-24) Изготовление оснастки для участка №4

(22-24) Монтаж и отладка технологического комплекса участка №4

2

3

4

5

6

7

8

9

14

20

21

22

23

24

25

26

27

28

29

30

31

32

33

Рис. 4. Календарный план-график технического перевооружения цеха, выполненный в системе МЗ-Рку'ес!

160

<5 О Ц <и

2 140

я Я х

СО $ 5

° 2Е ^

= Е .2

120

<2 ^ 100 <5

5 1 80

Н О я

О Ц м

60

40

20

Нормы времени на работы по расчету производственной мощности и загрузки оборудования

/ / ( / / ж г

// ( / / / / /

) / • /

п / /

к и

50

100

150

Время, ч

♦ (7 - 8) у = 2,1512x1,0456 Р2 = 0,9991

(9 - 10) у = 1,9087x1,0446 Р2 = 0,9991

(11 - 14) у = 1,3095x1,0449 Р2 = 0,9991

(15 -18) у = 1,0009x1,0444 Р2 = 0,999

(19-23) у = 0,7885x1,0457 Р2 = 0,9991

0

0

Рис. 5. Нормы времени для расчета производственной мощности от количества основного технологического оборудования и рабочих мест

Механообработка

* отработка детали на технологичность ■ разработка операционных карт

* разработка безтекстовых ОК х разработка маршрутных карт

* разработка карт эскизов • разработка типовых ОК

разработка МК для типового ТП_________________________________________

Рис. 6. Зависимости для нормирования трудоемкости разработки проектной технологической документации: ОК — операционная карта; МК —маршрутная карта; ТП — технологический процесс

Нормирование трудоемкости работ позволяет обоснованно определять продолжительности этапов и стадий календарных план-графиков технологической подготовки технического перевооружения производства и на этой основе осуществлять оптимизацию всего комплекса работ как по времени, так и по затратам.

Выше было сказано, что для разработки сводных календарных план-графиков технического перевооружения производства важно предусматривать работы по завершению проекта. Необходимость этого определяется двумя обстоятельствами:

1) техническое перевооружение производства в условиях реструктуризации неред-

ко связано с переводом цехов на новые производственные площади, что имеет следствием разработку специальных проектов реконструкции зданий, где имеются высвобожденные площади для организации выпуска новой продукции;

2) после завершения проекта технического перевооружения в фазе реструктуризации необходимо обеспечить дальнейшую интенсификацию производства в обеспечение непрерывного роста его конкурентоспособности (см. рис. 2 участок линии тренда-------,

отмеченный звездочками — *) средствами системы непрерывного технического перевооружения производства.

Система непрерывного технического перевооружения [1,2] ориентирована на увеличение объемов продукции и интенсивное (ускоренное) развитие машиностроительного производства.

Для структурного анализа интенсифицируемого материального потока на рис. 7 схематично изобразим сетевой граф структуры производственных мощностей основного производства предприятия по данным производственной структуры объекта управления.

Производственная структура включает состав и формы связей подразделений и служб в виде цехов, производственных участков, отделений, производственных групп оборудования. На рис. 7 показана модель только части производственных подразделений основного производства. На схеме приняты следующие условные обозначения:

Мі

производственная мощность г-го

структурного подразделения;

Уу — материальный поток заготовок, сырья, материалов, комплектующих, полуфабрикатов, деталей, комплектов, комплексов, сборочных единиц, готовых изделий на маршруте (* - Л;

— вектор производственных ресурсов, потребляемых производственной системой;

V(¿) — объем выпуска готовой продукции или производственная программа предприятия, т. е. номенклатурный перечень изготавливаемых изделий с указанием их количества.

После построения модели объекта технологического проектирования перед процедурой анализа необходим расчет параметров. В приложении к задаче проектирования объектов основного производства (см. рис. 7) мож-

но выделить пять групп таких расчетных параметров:

V(¿) — объем выпуска продукции, который определяют по производственной программе предприятия и его структурных подразделений в виде технико-экономических показателей (в рублях, тоннах, нормо-часах);

— производственная мощность, т. е. расчетный, максимально возможный объем выпуска продукции в единицу времени, который определяют для условий наиболее полного использования производственного оборудования и площадей, применения прогрессивных норм времени, технологии и форм организации производства;

Щ — производственные ресурсы, потребляемые производственной системой;

— факторы внешней среды;

/з^ — параметры состояния организационной системы.

Рассмотрим в начале анализа соотношение первых двух величин и , кото-

рые предопределяют главные исходные данные последующего технологического проектирования. Объем выпуска продукции в большинстве случаев организации дискретного производства штучных изделий принято рассчитывать по величине суммарной трудоемкости . В проектном деле применяют большое число методов расчета такой величины трудоемкости. На их основании с учетом эмпирических данных по типовым изделиям-представителям (изделиям-аналогам) можно определить локальные объемы работ в различных структурных подразделениях основного производства ( на различных технологических маршрутах движения изделий по цехам и службам предприятия.

Зная величину трудоемкости изготовления изделий по каждому цеху и производственному участку основного производства ¿ед, количество установленного оборудования 5уст (как используемого, так и неиспользуемого в производственном процессе на текущий момент по каждому из таких участков) и эффективные фонды времени его работы за год , можно рассчитать величины производственной мощности по каждому структурному подразделению в штуках или комплектах изделий:

щ = ^эф'5уст, (1)

¿од

Такой расчет позволяет выполнить сравнение величины производственной программы или объемов с производственной мощностью по каждому цеху и производственному участку и построить на этой основе сопоставительные диаграммы для дальнейшего анализа загрузки производственных мощностей, рис. 8.

Рис. 8. График сопоставительного анализа загрузки производственных мощностей

Для упрощения расчетов иногда вместо величины производственной мощности в штуках используют ее аналог — величину пропускной способности, которая измеряется в тех же единицах размерности, что и объем выпуска (нормо-час):

Щ = ^зфф ' ¿»уст- (2)

На рис. 8 по вертикальной оси ординат отложена и величина производственной мощности (в значениях пропускной способности цеха), и величина объема выпуска (в нор-мо-часах) в том же структурном подразделении, так как они имеют одинаковые размерности анализируемых величин. Если по оси абсцисс отложить текущее время, то несложно сделать главный вывод. При интенсификации материального потока в сети цехов и производственных участков, которое имеет место

в решении задач развивающего маркетинга и непрерывного наращивания объемов производства, все цехи и производственные участки рано или поздно переходят из зоны резерва производственной мощности (М > V) в зону ее дефицита ( ).

Этот факт позволяет разработать комплекс мероприятий по профилактике несоответствий анализируемых величин с помощью различного масштаба проектов реконструкции производственных подразделений, в которых .

Если в анализируемом цехе дисбаланс невелик (как правило, менее 10%), то проверенным средством его устранения является проведение традиционных организационнотехнических мероприятий по «расшивке узких мест» в виде рабочих мест или отдельных производственных групп оборудования, которые лимитируют производственную мощность участка или цеха.

В случае более существенных дисбалансов (~ от 10 до 20%) реорганизацию уже осуществляют на уровне технического перевооружения «ведущего» участка цеха, из числа тех, которые сдерживают наращивание производственных мощностей. При этом в ходе разработки проекта технического перевооружения такого участка может быть выбран другой, более совершенный, проектный технологический процесс, изменена форма организации данного участка, например, путем замены поточного производства на групповое, изменена структура парка технологического оборудования. Могут быть выполнены и другие инновации, которые обеспечивают устранение дисбаланса производственной мощности и заданного объема выпуска продукции или производственной программы. Еще более значительные дисбалансы (в укрупненных пределах в ~20-40%) могут быть устранены средствами комплексной реконструкции цеха, т. е. реорганизации системы его производственных участков. Более существенное превышение объемов выпуска продукции над производственной мощностью цеха устраняется уже на уровне реорганизации производственного корпуса (группы цехов) путем расширения цеха или создания нового структурного подразделения аналогичного назначения.

Практика показывает, что точки возникновения дисбалансов, в которых

(см. рис. 8) не совпадают по времени. Этот факт позволяет осуществлять ре-конструкционные работы в цехах основного

производства не одновременно, а рассредоточить их во времени в целях обеспечения профилактических мер по заблаговременному устранению дисбалансов производственных мощностей для решения задачи интенсификации материального потока в сети цехов и производственных участков. В плане сказанного можно построить график технического перевооружения (реконструкции) цехов и участков предприятия. Вспомогательные цехи предприятия также могут включаться в этот график по тем же правилам, так как их производственная мощность и объемы выпуска продукции полностью зависят от изменения производственных мощностей и объемов выпуска продукции цехов основного производства.

Анализируя график технического (реконструкции) перевооружения цехов и участков предприятия, а так же диаграмму рис. 8, следует отметить, что на схеме они носят качественный, а не количественный характер, так как не содержат конкретных численных данных об изменениях и .

Управление материальным потоком в сети цехов и производственных участков предприятия возможно не только средствами реконструкции и технического перевооружения. В тех же целях применяют изменение расце-ховок (технологических маршрутов движения изделий по цехам и службам предприятия), профилактику реконструкции механических цехов, например, коренным пересмотром конструкций заготовок, применяют и другие мероприятия, направленные на устранение дисбалансов производственных мощностей и объемов выпускаемой товарной продукции. Вместе с тем работы по техническому перевооружению являются в данном перечне мер основным профилактическим средством комплексной реконструкции производства.

Сопоставляя рассмотренный метод непрерывного технического перевооружения производства, следует подчеркнуть, что он имеет существенные преимущества перед проведением традиционных организационно-технических мероприятий. Данная система организации работ обеспечивает профилактику несоответствия заданных объемов производства и величин производственных мощностей в условиях высокой интенсификации производства и в полном соответствии с заданным темпом роста объемов выпуска продукции.

Для определения сроков и разработки графиков технического перевооружения (реконструкции), расчета опережений начала разра-

ботки целевых программ и выполнения других проектных работ по каждому цеху, производственному участку или другому структурному подразделению предприятия (рис. 8), необходимо выполнить анализ загрузки производственных мощностей по каждому из названных структурных подразделений основного производства.

Исходной системотехнической моделью анализа загрузки производственных мощностей по каждому цеху или «ведущему» производственному участку такого цеха может быть принята расчетная схема, изображенная на рис. 9.

«Объект

проектирования»

•^^пр Кэфф / ^ед V

I

П=1 / <ед

Рис. 9. Исходная модель для системного анализа загрузки производственной

мощности объекта реконструкции

Условные обозначения, которые использованы на рис. 9, имеют следующее смысловое содержание:

Мпр — производственная мощность объекта анализа (цеха, участка, производственной группы оборудования);

5 — количество единиц установленного технологического оборудования (это производственные ресурсы, поступающие в систему);

Рэф — эффективный (действительный) годовой фонд времени работы единицы оборудования (фактор внешней среды);

¿ед — трудоемкость изготовления единицы продукции;

технологическая производитель-

ность (параметр состояния объекта проектирования);

V — объем производства продукции (целевая функция системы, значение которой предопределяет рост объемов выпуска, производственной программы и прибыли предприятия).

Как видно из схемы анализа, производственная мощность — это основная анализируемая в данном случае величина. Она характеризует расчетный, максимально возможный в данных условиях объем выпуска изделий в единицу времени (обычно за год).

Чаще всего производственную мощность определяют в штуках, т. е. в натуральном

к

эф

5

измерении. Если в анализируемом производственном подразделении изготавливают несколько видов изделий, или если нельзя найти единый измеритель для всей номенклатуры изделий, то характеристикой производственной мощности может быть пропускная способность производственных подразделений.

Сроки возникновения таких «узких мест» позволяют выполнить расчет как наиболее раннего срока реконструкции и технического перевооружения (¿тт), так и наиболее позднего, т. е. максимального срока реконструкции и технического перевооружения ( .

Для такого расчета можно воспользоваться следующей схемой анализа по каждому «ведущему» цеху или участку (рис. 10).

Условные обозначения:

О - отчетные данные по объемам производства;

+ - расчетные данные по объемам производства на перспективу.

Рис. 10. Изменение соотношений объемов производства изделий и проектной производственной мощности. Условные обозначения: О — отчетные данные по объемам производства; + — расчетные данные по объемам производства на перспективу

Рассредоточенные во времени точки перехода из зоны резерва в зону дефицита производственных мощностей ( на

рис. 8) можно уточнить в численном виде для определения значений интервалов сроков проведения реконструкции (¿штатах) с помощью схемы (рис. 10) следующим образом:

^тт ¿ок

к J ю(1)<И = У МпрсИ, (3)

к к

^(¿тах) = »^тах-Р1; (4)

где ¿тт — наиболее ранний срок реконструкции;

¿тах — наиболее поздний срок реконструкции;

¿ок — расчетный срок окупаемости капиталовложений, определенный в акте ввода дополнительных производственных мощностей в момент ¿ь

ti — срок предшествующей реконструкции, расширения или строительства цеха (создания участка);

V(t) — функция изменения объемов выпуска продукции во времени;

к — коэффициент изменения приведенных затрат с момента ;

— проектная производственная мощность (пропускная способность);

<$тах — максимально возможное число единиц оборудования в цехе или на производственном участке;

F — годовой действительный (эффективный) фонд времени работы единицы оборудования.

Для того чтобы решать эти уравнения в численном виде, необходимо знать зависимости изменения функции . Другие величины можно определить из акта о вводе в действие производственных мощностей в момент , а величину обосновывают либо статистически на основе данных по результатам реконструкции (технического перевооружения, расширения) других аналогичных цехов, либо рассчитывается по величине дефлирующе-го множителя, применяемого в бизнес-планировании или в инвестиционных проектах реконструкции.

Для определения функции был выполнен анализ данных за ряд лет по многим реконструированным объектам [1,2]. Наиболее общие зависимости могут быть представлены линейными, полиномиальными и показательными регрессиями.

Для автоматизации решения уравнений (3,4), т. е. определения сроков технического перевооружения и (или) реконструкции использована математическая система MATLAB 7.2. Новым здесь является:

автоматизация расчетов сроков реконструкции и технического перевооружения машиностроительного предприятия;

применение математического пакета MATLAB 7.2 для решения задач технического перевооружения предприятий, в данном случае для определения сроков технического перевооружения (реконструкции).

Математический пакет MATLAB 7.2 при помощи встроенных функций позволяет получать линии регрессии изменения объемов производства для всех степеней полинома, а также графическое изображение полученного полинома вместе с эмпирическими точками (рис. 11).

и

Расчет сроков реконструкции

іаРл Понощ= О програмне

750

700

550

300

550(

500

Р

f /

< ■X

О таэлкчные цаннье п = 4

N

у= I 53S.5 E82.Ü ВСІ .7 5Э7.7 ЕЄ9.6 ВЕ4.2 721/ t= 101 2 34 56 7

Л = І Є70

tok = I 5

k= г

и

Г®1

Минимальный срок I 10 июня 2006

Максимальный срок | 1Є января 20С7

Вычислить I Сохранить | □ чистить |

Вынод I

Рис. 11. Пример расчета сроков технического перевооружения

Программа рассчитывает сроки технического перевооружения и реконструкции для полиномиальной зависимости функции изменения объемов производства V(¿)

V(t) = а„ • Ґ1 + а„_і • t

п—1

ао,

(5)

где а — параметры полинома; п — степень полинома.

При построении математических моделей (3,4) функции изменения объемов производства для оценки достоверности расчетов программа рассчитывает критерий согласия Пирсона для полиномов степени ,

которые позволяют определить линии регрессии .

Далее при помощи встроенных функций MATLAB 7.2 (polyfit, polyval, roots) определяются сроки технического перевооружения и/или реконструкции цехов и участков предприятия. Программа расчета сроков технического перевооружения и/или реконструкции производственных подразделений предприятия (рис. 11) позволяет переводить полученные данные в календарные дни.

Для работы программы вначале необходимо запустить MATLAB 7.2 и открыть программу расчета сроков технического перевооружения и реконструкции (рис. 11). В появившееся окно программы необходимо ввести данные, запрашиваемые системой автоматизированного проектирования, и затем нажать

кнопку «вычислить». В результате появится график для анализа загрузки производственной мощностей, а также минимальный и максимальный сроки технического перевооружения и/или реконструкции анализируемого производственного подразделения. Полученные результаты автоматически сохраняются в файле.

ЗАКЛЮЧЕНИЕ

Разработанные в данной публикации методы использованы для разработки проектов технического перевооружения авиадвигателестроительного производства.

Автоматизация управления проектами технического перевооружения производства обеспечивает решение задач технического развития предприятия как в условиях реструктуризации, так и интенсификации процесса постановки на производство техники нового поколения.

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ

1. Селиванов, С. Г. Технологическая инноватика / С. Г. Селиванов. М.: Наука, 2004. 283 с.

2. Селиванов, С. Г. Теоретические основы реконструкции машиностроительного производства / С. Г. Селиванов, М. В. Иванова. Уфа: Гилем, 2001.310 с.

ОБ АВТОРАХ

Селиванов Сергей Григорьевич, проф., каф. технол. машиностроения. Дипл. инж. по автоматиз. и комплексн. механиз. машиностроения (УАИ, 1970). Д-р техн. наук по технол. машиностроения (Мосстанкин, 1991). Иссл. в обл. технол. подготовки, реконструкции, теории организации производства.

Павлинич Сергей Петрович,

техн. директор ОАО УМПО. Канд. техн. наук.

Никитин Виталий Викторович, инженер ОАО УМПО.

Уфа: УГАТУ, 2007

Вестник уГА(Ту

T. 9, №6(24). C. 136-142

МАШИНОСТРОЕНИЕ • ТЕХНОЛОГИЯ МАШИНОСТРОЕНИЯ

УДК 621.165.620

А. М. СМЫСЛОВ, А.А.БЫБИН, Р.Р.НЕВЬЯНЦЕВА

АНАЛИЗ СОСТОЯНИЯ РАБОЧЕЙ ЛОПАТКИ ТВД ПОСЛЕ ДЛИТЕЛЬНОЙ ЭКСПЛУАТАЦИИ В СОСТАВЕ ИЗДЕЛИЯ ГТК-25И И ТЕХНОЛОГИЯ ВОССТАНОВИТЕЛЬНОГО РЕМОНТА

Приводятся результаты исследования состояния рабочей лопатки ТВД после эксплуатации в течение 56 тыс. ч в составе изделия ГТК-25И. Рассмотрено состояние защитных покрытий на наружном и внутреннем профиле пера лопатки. Выполнен сравнительный анализ тонкой структуры никелевого сплава в перовой и хвостовой части лопатки. Установлено, что в наружном покрытии имеются коррозионные повреждения до 1/2 его глубины, а в сплаве в перовой зоне в процессе наработки произошли структурные изменения, ограничивающие дальнейшую работоспособность деталей. Предложены мероприятия по восстановительному ремонту лопаток ТВД. Рабочаялопатка ТВД; длительная эксплуатация; никелевый сплав; защитное покрытие; коррозионное повреждение; структурные изменения; восстановительный ремонт

ВВЕДЕНИЕ

Бесперебойная эксплуатация газовых турбин, используемых в качестве привода на газоперекачивающих агрегатах, во многом определяется работоспособностью роторных лопаток турбины высокого давления. В процессе эксплуатации в течение длительного времени лопатки испытывают действие растягивающих, изгибных и динамических вибрационных нагрузок, высоких температур и агрессивных компонентов воздушно-топливной смеси. В таких условиях в лопатках как в материале сплава, так и в защитном покрытии на трактовой поверхности неизбежно происходят структурно-фазовые изменения, приводящие к потере работоспособности деталей. Опыт эксплуатации и ремонта газовых турбин показывает, что при наработке равной назначенному ресурсу деталей материал сплава и покрытия лопаток ТВД достигает наиболее критического состояния. Согласно данным исследования [1] возможность эксплуатации лопаток сверх ресурса на этапе регламентных работ в первую очередь должна определяться как состоянием защитного покрытия (остаточная толщина слоя, химический состав, наличие коррозионных и механических повреждений), так и состоянием основного металла (прочностные и пластические характеристики).

Целью исследования является анализ состояния рабочих лопаток ТВД, которые эксплуатировались в течение 56 тыс. ч в соста-

ве газотурбинной установки типа ГТК-25И, и разработка рекомендаций по восстановительному ремонту деталей для продления их ресурса.

1. МЕТОДИКА ИССЛЕДОВАНИЯ

Для исследования состояния защитного покрытия и основного металла лопаток были отобраны две лопатки от комплекта, которые разрезались по специально разработанной схеме.

Определение химического состава и исследование структуры сплава и покрытия проводили на электронном микроскопе JXA-6400, JEOL с использованием энергодисперсионного анализатора Microtrace Series II (NO-RAN). Твердость материала сплава лопатки испытывали по Бринеллю стальным шариком диаметром 10 мм при нагрузке 3000 кгс. Измерение микротведости покрытия проводили на микротвердомере ПМТ-3М при нагрузке на индентор 50 г. На стандартных образцах проводили испытания сплава на одноосное растяжение при температуре 20 и 650°С и длительную прочность при t = 900°С и а = 206 МПа.

2. ОБСУЖДЕНИЕ РЕЗУЛЬТАТОВ

Исследуемые лопатки изготовлены иностранной фирмой «General Electric» и поставлялись для эксплуатации в ОАО «Газпром» в комплекте с газовой турбиной ГТК-25И.

Однако сведения о технологии изготовления лопаток и о применяемых материалах поставщик для эксплуатирующей организации не предоставляет. В условиях отсутствия данной информации с целью продления срока службы деталей ставилась задача комплексного исследования лопаток, включая проработку возможных технологий получения заготовки лопатки и защитного покрытия.

Общий вид лопатки ТВД в постэксплуата-ционном состоянии приведен на рис. 1.

Рис. 1. Внешний вид рабочей лопатки ТВД с наработкой 56 тыс. ч

В качестве конструктивных особенностей лопатки следует отметить наличие массивного хвостовика, который обычно разделяется на ножку и замок «елочного» типа в нижней части. Перовая часть лопатки характеризуется наличием наружного и внутреннего профиля. Внутренний профиль конструктивно предназначен только для облегчения веса лопатки и не выполняет функции охлаждения детали.

Комплект лопаток ТВД был осмотрен визуально с использованием лупы четырехкратного увеличения и подвергнут капиллярному люминесцентному контролю. Установлено, что на 75% лопаток от комплекта на трактовой поверхности в основном в концевой части пера имеются множественные забоины глубиной до 3 мм. В тоже время по данным контроля ЛЮМ1-ОВ каких-либо трещин, включая места забоин, выявлено не было. Отмечается, что на всех лопатках со стороны корыта преимущественно в концевой и средней части имеется прогар защитного покрытия (рис. 1). Люминесцентный контроль в данных местах показал наличие свечения люминофора в виде «звездного неба». Цвет области прогара и характер свечения люминофора свидетельствуют об образовании в данной зоне лопатки рыхлого оксидного слоя. В

работе [2] указывается, что такой слой содержит, как правило, оксиды легирующих элементов сплава.

На образцах, вырезанных из хвостовой и перовой части лопатки, проведен микроанализ химического состава исследуемых деталей. Результаты химического анализа материала сплава лопатки представлены в табл. 1. Согласно данным работы [3] комплект рабочих лопаток ТВД изделия ГТК-25И изготавливается фирмой «General Electric» из никелевого сплава IN738LC. Однако в технических условиях на эксплуатацию изделия на территории РФ оговорено, что в процессе ремонтных работ может быть произведена замена комплекта лопаток на лопатки ТВД из отечественного сплава ЗМИ-ЗУ. С целью установления точной марки материала сплава исследуемой лопатки анализ проводился по элементам, входящим в состав обоих указанных сплавов.

Таблица1

Химический состав материала сплава рабочей лопатки ТВД (средние значения, масс. %)

Элемент Проба Сплав IN738LC [2] Сплав ЗМИ-ЗУ [1]

№ 62,0 основа основа

С 0,1 0,09. .. 0,13 0,07... 0,15

Сг 16,3 15,7. .. 16,3 12,5 ... 14,0

Со 8,4 8,0. .. 9,0 4,0 ... 6,0

Ті 3,7 3,2 . .. 3,7 2,8 ... 4,0

А1 3,65 3,2 . .. 3,7 2,8 ... 4,0

Мо 1,8 1,5. .. 3,5 0,5 ... 1,25

W 2,7 2,4 . .. 2,8 6,5 ... 8,0

Та 2,0 1,5. .. 2,0 Y 0,03 (по расчету)

Nb 0,8 0,6. .. 1,1 La 0,01 (по расчету)

Zr 0,03 0,03. .. 0,08 -

В 0,0078 0,007 . .. 0,012 0,015 (по расчету)

Fe 0,22 < 0,5 < 1; 5

Si 0,3 < 0,3 < 0,4

Mn 0,13 < 0,2 < 0,3

Сопоставление полученных результатов микроанализа с литературными данными позволяет идентифицировать материал лопатки как сплав ¡N73810. Кроме того, данная информация позволяет утверждать, что при проведении регламентных работ не проводилась замена деталей на комплект лопаток из отечественного сплава ЗМИ-ЗУ.

Металлографические исследования макрошлифов, вырезанных в продольном и по-

перечном направлении относительно оси пера лопатки, показали, что макроструктура сплава крупнозернистая с равноосной кристаллизацией. Такая структура сплава с учетом конструктивных особенностей лопатки ТВД свидетельствует о получении заготовки литьем по выплавляемым моделям без припуска по трактовым поверхностям. Изучением макроструктуры сплава под бинокуляром при увеличении до десяти раз установлено, что в дефекты как литейного происхождения, так и образовавшиеся в процессе эксплуатации (поры, трещины) в металле отсутствуют.

Микроструктура сплава исследовалась на образцах, вырезанных из входной кромки концевой части пера, являющейся наиболее нагретой в процессе эксплуатации. Для сравнения также оценивалась микроструктура сплава в хвостовой части. Согласно данным работы [1] микроструктура хвостовика вследствие низкой рабочей температуры совпадает с исходным состоянием металла до эксплуатации. Результаты металлографического анализа микроструктуры сплава в рассматриваемых зонах представлены на рис. 2.

б

Рис. 2. Микроструктура сплава хвостовика (а)

и пера (б) лопатки ТВД ГТК-25И после наработки 56 тыс. ч

Установлено, что сплав как в перовой, так и в хвостовой части лопатки характеризуется достаточно высокой плотностью металла. Небольшое количество незначительных по размеру микропор обнаружено только в ножке хвостовой части.

Исследования материала сплава хвостовика после травления показали, что микроструктура лопатки представляет собой ма-

трицу с ГЦК решеткой, содержащую когерентную интерметаллидную -фазу, эвтектику и карбиды М С и МС равноос-

ной морфологии (рис. 2,а). Объемная доля выделений -фазы, оцененная методом точечного анализа, в хвостовой части составляет 44 ... 45%, что соответствует данным для исходного состояния металла после термической обработки исследуемого сплава и согласуется с данными работы [4]. Упрочняющая -фаза характеризуется кубической морфологией со средним размером частиц ~ 0,7 мкм. В соответствии с представлениями ВИАМ [5] такой размер частиц 7/-фазы является оптимальным с точки зрения высокотемпературной ползучести.

В процессе наработки в структуре металла перовой части лопатки, в отличие от хвостовика произошли довыделение мелкодисперсной 7/-фазы и незначительная коагуляция частиц 7/-фазы (рис. 2, б). Кроме того, установлено дополнительное выделение карбида М С , частицы которого более полно заполнили границы зерен и в большем количестве выделились вокруг карбидов МС, первичной -фазы и эвтектики. Оценка объемной доли -фазы в сплаве перовой части лопатки показала, что ее количество достигает 47 ... 48%. Возрастание количества -фазы в процессе эксплуатации отмечалось также авторами работы [1] при исследовании состояния сплава ЗМИ-3У с наработкой 22 тыс. ч.

Установлено, что на наружном и внутреннем профиле пера лопатки имеется защитное покрытие. Однако, как отмечалось выше, на наружном профиле со стороны корыта в концевой и средней части пера покрытие отсутствует и наблюдается интенсивное окисление никелевого сплава. На внутреннем профиле по всей высоте пера защитное покрытие сохранилось полностью. Общий вид микроструктуры защитного покрытия на наружном и внутреннем профиле приведен на рис. 3. Результаты измерения толщины исследуемых покрытий и микротвердости в характерных зонах приведены в табл. 2.

Как видно из данных, приведенных на рис. 3 и в табл. 2, толщина защитных покрытий на разных профилях практически одинакова и в среднем составляет 90 мкм. Анализ микроструктуры покрытий показывает, что можно выделить две характерные зоны: внешнюю и внутреннюю, средние толщины которых составляют 65 и 25 мкм соответственно.

Таблица 2 Толщина и микротвердость покрытия на наружном и внутреннем профиле пера лопатки ТВД

Характеристика Покрытие

на наружном профиле на внутреннем профиле

Тол- щи- на, мкм общая 85 ...95 88 ...97

внешней зоны 60 ...70 63 ...69

внутренней зоны ~ 25 25 ...28

Мик- ро- твер- дость, МПа внешней зоны 3500 ... 4100 4600 ... 8200

внутренней зоны 8800 ... 9100 9000 ... 9250

зоны сплава под покрытием 9900 10000

сплава 5800 ... 6300 5800 ... 6300

б

Рис. 3. Микроструктура защитного покрытия на наружном (а) и внутреннем (б ) профиле пера лопатки

Внешняя зона покрытия на наружном профиле практически на всю толщину имеет коррозионные повреждения. Слой, подверженный коррозии, характеризуется значительной пористостью, которая убывает по направлению к внутренней зоне покрытия. Покрытие

внутреннего профиля в отличие от наружного не было подвержено воздействию высокотемпературного агрессивного газового потока. На поверхности имеется только оксидная пленка, характеризующаяся незначительной пористостью. Кроме того, как видно из фотографий микроструктуры, «маркер» первоначальной поверхности сплава в покрытии внутреннего профиля остается без изменений, а в покрытии на наружном профиле «размывается», что связано с активными диффузионными процессами при воздействии высокой температуры и коррозионной газовой среды.

Во внутренней зоне исследуемых покрытий в верхней части наблюдаются фазы, различно ориентированные относительно поверхности сплава и покрытия, а в нижней части — фазы, вытянутые по глубине зоны покрытия и практически перпендикулярные сплаву.

Характерным признаком покрытий является наличие в сплаве зоны, располагающейся непосредственно под покрытием, толщина которой на наружном и внутреннем профиле составляет 10 13 и 12 17 мкм соответ-

ственно.

Для установления типа защитного покрытия на наружном и внутреннем профиле пера лопатки ТВД, возможных способов его получения и замены коррозионно-поврежденного покрытия на наружном профиле пера проведен микрорентгеноспектральный анализ в характерных зонах покрытия и в сплаве под покрытием. Результаты представлены в табл. 3.

Примечание: в числителе дан состав покрытия на наружном профиле, в знаменателе — на внутреннем профиле пера лопатки

При анализе полученных результатов следует иметь в виду, что за длительное время эксплуатации за счет проявления процессов высокотемпературной сульфидно-оксидной коррозии в покрытии могут произойти изменения как по химическому, так и по фазовому составу особенно во внешней зоне покрытия наружного профиля. Действительно, установлено пониженное содержание никеля, хрома и алюминия. Данный факт может быть обусловлен уносом продуктов коррозии под действием высокотемпературного газового потока.

Внутренняя зона менее подвержена коррозионному воздействию и содержание элементов в основном отвечает классическому составу внутренней диффузионной зоны. Так, сопоставление количества никеля и алюминия позволяет утверждать, что матрицей дан-

ной зоны являются фазы /3-№А1 и 7/-№зА1. Содержание хрома, молибдена и вольфрама свидетельствует об армировании матрицы карбидами и силицидами. Несколько меньшее содержание этих элементов в верхней части внутренней зоны обусловлено ускоренной диффузией элементов во внешнюю зону за счет коррозионных процессов в поверхностном слое покрытия.

ТаблицаЗ

Результаты микрорентгеноспектрального анализа покрытия на наружном и внутреннем профиле пера лопатки ТВД

Эле- мент, масс. % Внешняя зона Внутренняя зона Зона под покры- тием

верхняя часть ниж- няя часть верхняя часть ниж- няя часть

№ 29 ...47 49 58 55 21

27 ...59 56 59 62 43

Сі- 1,3 ...4,7 4,7 4,4 12,0 38

3,3 .. 16,2 18,5 8,6 14,0 32

ті 0,3 ... 0,5 0,6 1,2 3,1 8,8

1,0 ... 3,3 1,4 2,6 6,4 4,0

А1 21 ...37 22 24 18 4,0

22 ...40 16 20 И 4,0

гг 18 ...32 4,4 4,2 0,7 0

0 0 0 0 0

Со 4,0 ... 5,0 5,5 6,8 6,7 8,0

3,3 ...1,5 6,4 8,4 7,4 7,3

Мо 0,7 ... 1,8 0,3 0,1 0,8 5,0

0,7 ... 1,3 1,7 0,3 0,7 4,5

2,4 1,7 0,6 0,6 1,7

0,4 0,2 0,1 0,1 0,9

1,8 0,5 0,2 1,6 5,0

0,9 3,6 0,3 1,2 4,6

Зі 0 0 0 0,6 1,3

0 0 0 0,8 1,1

Зона сплава, расположенная непосредственно под внутренней зоной покрытия, характеризуется относительно низким содержанием никеля и повышенным хрома, титана, молибдена и вольфрама по сравнению с химическим составом никелевого сплава ¡N73810. Авторы работы [6] утверждают, что данная закономерность обусловлена тем, что при расходовании никеля на образование упрочняющей 7/-фазы матрица в защищаемом сплаве ( -твердый раствор) обогащается легирующими элементами замещения. Кроме того, в работе отмечается, что такая закономерность свойственна и для композиционных покрытий системы №-Со-Сг-А1^г02, получаемых методом электронно-лучевого испарения. В

пользу такого типа покрытия свидетельствует и обнаруженное при микрорентгеноспек-тральном анализе (табл. 3) значительное содержание циркония в верхней части внешней зоны и его убывание по глубине покрытия до нулевого значения на границе со сплавом. Установленное распределение циркония в покрытии наружного профиля связано с градиентом введения оксидной фазы в начальной стадии процесса осаждения и с гомогенным распределением ZrO во внешнем слое покрытия.

Анализ содержания элементов в покрытии внутреннего профиля позволил установить следующие закономерности:

количественное содержание никеля и алюминия соответствует образованию фазы /3-№А1 во внешней зоне и фазы 7/-№зА1 во внутренней зоне покрытия;

высокое содержание хрома во внешней зоне отвечает наличию его в виде частиц а-Сг;

повышенное содержание легирующих элементов сплава во внутренней зоне покрытия, особенно в нижней его части, характерно для карбидных фаз, формирующихся во всех алюминидных покрытиях в процессе диффузионного отжига;

содержание элементов в зоне сплава под покрытием внутреннего профиля аналогично их содержанию в данной зоне сплава на наружном профиле пера лопатки.

Исходя из распределения элементов в покрытии внутреннего профиля лопатки, следует предполагать, что данное покрытие представляет собой разновидность покрытия системы Сг-А1, полученного, как отмечается в работе [7], по малоактивному механизму. Так как такое покрытие создается на внутреннем профиле лопатки, то оно может быть нанесено одним их двух методов: порошковым или газоциркуляционным. Несмотря на диффузионные процессы во время наработки, содержание основных элементов остается на уровне, обеспечивающем запас работоспособности данного покрытия.

С особенностями распределения элементов и структурно-фазового состава покрытия на наружном и внутреннем профиле пера лопатки ТВД согласуются и измерения микротвердости в характерных зонах покрытия и сплава (табл. 2). Основные различия по микротвердости наблюдаются только во внешней зоне исследуемых покрытий. За счет повреждения покрытия наружного профиля сульфидно-оксидной коррозией внешняя зона характеризуется относительно низкими

значениями микротвердости по сравнению с микротвердостью покрытия внутреннего профиля. Отсутствие значительных коррозионных повреждений и повышенное содержание хрома во внешней зоне покрытия внутреннего профиля определяет сохранение микротвердости на уровне, отвечающем состоянию покрытия до наработки.

Для определения уровня механических свойств материала лопатки с длительной наработкой проводились испытания образцов, вырезанных из лопатки. Результаты испытаний приведены на рис. 4.

Ов, МПа 900

- 20 оС

- 650 оС

8, % Ю 1 8 -6 -4 -2 -0 —

| - 20 оС , - 650 оС

т, ч

О =206 МПа

0 =900 оС

1 2

Рис. 4. Диаграммы изменения предела прочности (а), относительного удлинения (б) и времени до разрушения при испытании на длительную прочность (в) образцов, вырезанных из лопатки ТВД с наработкой 56 тыс. ч: 1 — образцы из зоны хвостовика; 2 — образцы из перовой части

Как следует из рисунка, механические свойства сплава в перовой части значительно отличаются от свойств сплава из зоны хвостовика. В процессе эксплуатации произошло снижение предела прочности и относительного удлинения в 1,2 и 1,8 раза соответственно. Кроме того, структурные изменения, наблюдаемые в перовой части лопатки, приводят к закономерному снижению времени до разрушения почти в 1,5 раза. Результаты испытаний твердости металла в различных зонах лопатки также указывают на падение уровня механических свойств сплава. Так, в перовой части твердость материала составляет 228 НВ, а в замковой части — 302 НВ.

Проведенное комплексное исследование состояния лопатки ТВД ГТК-25И с наработкой 56 тыс. ч. позволяет предложить следующие мероприятия по восстановлению работоспособности деталей:

защитное покрытие на наружном профиле пера лопатки в виду сильного коррозионного повреждения требует разработки технологии эффективного его удаления при одновременном обеспечении отсутствия растравливания основы сплава;

покрытие внутреннего профиля, сохранившее свою защитную способность, не требует восстановительного ремонта. Тем не менее, при реализации технологии удаления покрытия с наружного профиля, необходимо обеспечить изоляцию покрытия на внутреннем профиле пера, чтобы не допустить его подтравливания;

структурные изменения, наблюдаемые в сплаве в концевой и средней части пера лопатки, выдвигают проблему проведения ремонта, направленного на восстановление исходной структуры сплава при одновременном снижении уровня зернограничной микропористости. Для решения данной проблемы необходимо рассмотреть целесообразность применения технологии вакуумной термической обработки при температуре, близкой к температуре растворения упрочняющей -фазы исследуемого никелевого сплава, а также оценить технико-экономические возможности осуществления горячего изо-статического прессования лопаток в инертной среде при температуре, близкой к температуре гомогенизации никелевого сплава, и давлении инертной среды, превышающем предел текучести сплава при сжатии;

необходимость нанесения нового защитного покрытия на наружный профиль пера лопатки ставит задачу создания соответствующей технологии с учетом имеющегося в регионе технологического оборудования. При отработке технологии нанесения нового покрытия, необходимо учитывать возможность совмещения диффузионного отжига с режимами термовакуумной обработки лопаток;

наличие забоин на поверхности концевой части пера лопатки требует дифференцированного подхода к их устранению. Значимым является этап установления допустимого уровня занижения толщины стенки лопатки, и устранения забоин путем механической выборки с обеспечением плавного перехода к основному металлу;

а

б

400

200

в

комплекс мероприятий по восстановительному ремонту лопаток ТВД должен обеспечивать ресурс деталей не менее половины назначенного межремонтного ресурса.

ВЫВОДЫ

1. Рабочие лопатки ТВД из никелевого сплава ¡N73810 после наработки на изделии ГТК-25И в течение 56 тыс. ч. имеют эксплуатационные повреждения, ограничивающие их дальнейшую работоспособность.

2. Наличие коррозионных повреждений в наружном композиционном покрытии системы №-Со-Сг-А1^Ю2, распространяющихся по всей глубине внешней зоны, выдвигает необходимость его удаления при ремонте.

3. Диффузионное покрытие системы Сг-А1 на внутреннем профиле характеризуется достаточным запасом алюминия, что обеспечивает сохранение защитных свойств.

4. В структуре сплава в первой части лопатки ТВД после длительной наработки установлено наличие коагуляции упрочняющей -фазы, довыделение мелкодисперсной 7/-фазы и возрастание объемного количества упрочняющей 7/-фазы на 10%.

5. В процессе эксплуатации произошло снижение прочности, пластичности и долговечности материала пера лопатки в 1,2, 1,8 и 1,5 раза соответственно по сравнению с материалом хвостовой части.

6. Разработаны принципы формирования технологии ремонта лопаток ТВД, включающей мероприятия по удалению дефектного покрытия, устранению забоин на наружном профиле пера лопатки, восстановлению структуры сплава, снижению внутренней микропористости в сплаве, нанесению нового защитного покрытия.

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ

1. Рыбников, А. И. Ресурс рабочих лопаток ТВД ГТК-25И из сплава ЗМИ-ЗУ /

А. И. Рыбников, И. И. Крюков, Н. В. Можайская, Н. В. Дашунин // Теплоэнергетика. 2003. № 2. С. 68-72.

2. Никитин, В. И. Коррозия и защита лопаток газовых турбин / В. И. Никитин. Л.: Машиностроение, 1987. 272 с.

3. Дашунин, Н. В. Опыт длительной эксплуатации стационарных ГТУ на магистральных газопроводах. Анализ характерных повреждений деталей / Н. В. Дашунин, А. И. Рыбников,

Л. Б. Гецов [и др.] // Вестник двигателестрое-ния. 2006. № 3. С. 50-55.

4. Ющенко, К. А. Влияние термообработки и степени легирования на структурные изменения никелевых сплавов / К. А. Ющенко,

B. С. Савченко, А. В. Звягинцева // Автоматическая сварка. 2004. № 7. С. 14-16.

5. Монастырская, Е. В. Структура, фазовый состав и свойства коррозионно-стойкого жаропрочного сплава ЧС88У / Е. В. Монастырская, Г. И. Морозова, Ю. Б. Власов // Металловедение и термическая обработка металлов. 2006. № 8. С. 39-44.

6. Мовчан, Б. А. Жаростойкие покрытия, осаждаемые в вакууме / Б. А. Мовчан, И. С. Ма-лашенко. Киев : Наук. думка, 1983. 232 с.

7. Кузнецов, В. П. Градиентные комплексные защитные покрытия для монокристаль-ных турбинных лопаток теплонапряженных ГТД / В. П. Кузнецов, В. П. Лесников,

C. А. Мубояджян [и др.] // Металловедение и термическая обработка металлов. 2007. № 5.

С. 41-48.

ОБ АВТОРАХ

Смыслов Анатолий Михайлович, зав. каф. технол. машиностроения. Дипл. инж.-технол. (УАИ, 1973). Д-р техн. наук по производству двигателей ЛА (УГАТУ, 1993). Иссл. в обл. ионно-имплант. и вакуумно-плазм. модиф. поверхности.

Быбин Андрей Александрович, доц. той же каф. Дипл. инж.-мех. (УГАТУ, 2000). Канд. техн. наук по тепл., электроракетн. двиг. и энергоустановкам ЛА (УГАТУ, 2005). Иссл. в обл. технол. восст. ремонта деталей ГТД и ГПА.

Невьянцева Римма Рахим-зяновна, доц. каф. общ. химии. Дипл. инж.-металлург и физ.-химик (Челябинск. по-литехн. ин-т, 1965). Канд. хим. наук по неорг. химии (защ. в ИФП СО АН СССР, 1972). Иссл. в обл. ремонта лопаток авиац. двиг.

Уфа: УГАТУ, 2007

Вестник уГА(Ту

Т. 9, №6(24). С. 143-152

МАШИНОСТРОЕНИЕ МАТЕРИАЛОВЕДЕНИЕ И ТЕРМИЧЕСКАЯ ОБРАБОТКА МЕТАЛЛОВ

УДК 539.3

В. М. ГРЕШНОВ, И. В. ПЯТАЕВА, В. Е. СИДОРОВ

ФИЗИКО-МАТЕМАТИЧЕСКАЯ ТЕОРИЯ ПЛАСТИЧНОСТИ И ПОЛЗУЧЕСТИ МЕТАЛЛОВ

Развивается теория необратимых деформаций металлов, основанная на ранее предложенной концепции синтеза основных положений и методов математической теории пластичности и физики прочности и пластичности. С единых позиций получены скалярные и тензорные определяющие соотношения, описывающие пластическую деформацию и ползучесть металлов в широком диапазоне температур, скоростей деформаций и напряжений в условиях сложного нагружения и с учетом истории нагружения. Пластичность; ползучесть; физико-феноменологическийподход; определяющие соотношения; физико-математическая теория

ВВЕДЕНИЕ

В математических теориях пластичности и ползучести металлов не полностью решены вопросы описания процессов деформирования в условиях сложного нагружения и с учетом истории нагружения [1, 2]. И это, видимо, принципиальные трудности теории, связанные с чисто феноменологическим методом описания неравновесных процессов деформации (без учета структуры материала и ее эволюции). Поэтому расчетные методы, базирующиеся на данных теориях, являются, в отмеченных случаях, весьма приближенными и имеют известные ограничения. Кроме того, базовые экспериментальные методы определения входящих в определяющие уравнения материальных констант и функций трудоемки и сложны.

Со времени пионерской работы [3] предпринимаются попытки дальнейшего развития теории на основе учета современных положений физики пластической деформации и ползучести металлов [4-6]. Однако к настоящему времени ни одна из предложенных концепций не получила развития до создания расчетных методов, обеспечивающих решение прикладных задач.

В работах [7-9] предложен подход к развитию теории необратимых деформаций, основанный на синтезе методов и основных положений механики и физики пластической деформации. С использованием уравнений кинетического баланса применительно к плотностям дислокаций выводится скалярное (одноосное напряженное состояние) уравнение пластического течения, которое представляет

собой записанный в дифференциальной форме функционал напряжения течения от характеристик структуры, макропараметров деформации и их функций от времени. Полученное скалярное уравнение, в отличие от феноменологического функционала сопротивления металлов пластической деформации [10], раскрывает микромеханизмы основных процессов, протекающих в металлах при различных термомеханических условиях деформирования. Поэтому оно облегчает выбор функции нагружения, формулировку соответствующего принципа максимума и получение тензорного уравнения пластического течения с использованием основного метода математической теории пластичности.

В данной работе обобщаются и уточняются полученные ранее теоретические результаты и, в рамках разрабатываемого подхода в теории пластичности, выводятся уравнения дислокационной ползучести металлов.

1. ОСНОВНЫЕ ПОЛОЖЕНИЯ И УРАВНЕНИЯ ФИЗИКО-МАТЕМАТИЧЕСКОЙ ТЕОРИИ ПЛАСТИЧНОСТИ

В основу модели пластической деформации положены следующие положения физики прочности и пластичности:

1) доминирующим механизмом деформации является дислокационное скольжение в зернах (это положение, в том числе, определяет в основном и область применимости модели).

2) сопротивление деформации обусловлено торможением потока дислокаций барьерами различной природы, на которых они оста-

навливаются. Основными барьерами являются неподвижные дислокации (лес дислокаций). Причиной упрочнения является повышение плотности неподвижных дислокаций.

3) разупрочнение связано с уменьшением плотности неподвижных дислокаций за счет преодоления некоторыми из них потенциальных барьеров, а так же за счет аннигиляции, динамических процессов полигонизации и рекристаллизации, образования микронарушений сплошности (деформационной по-врежденности). При этом необходимую энергию они получают за счет термической активации и работы действующих напряжений. Микромеханизмы перечисленных процессов, в основном, имеют диффузионную природу, следовательно, высота барьера равна энергии активации самодиффузии.

4) при низких температурах (холодная деформация) дислокации преодолевают барьеры силовым способом, то есть только за счет работы действующих напряжений.

Система уравнений модели, при допущении достаточной производительности источников дислокаций, для жесткопластической среды включает [7]:

1) кинетическое уравнение баланса скалярных плотностей подвижных и неподвижных дислокаций

dfh

dt

— Рд^дя Ря^яд:

(1.1)

где и — усредненные по объему плотности неподвижных (сидящих на барьерах) и подвижных (вносящих вклад в деформацию) дислокаций соответственно; — частота превращения подвижных дислокаций в неподвижные; — суммарная частота исчезновения подвижных дислокаций за счет преодоления барьеров и превращения снова в подвижные, аннигиляции при переползании, протекания процессов динамической полиго-низации и рекристаллизации, образования зародышевых микротрещин (деформационной поврежденности).

При этом для термически активируемых необратимых процессов

активационный объем; т — фактор Тейлора для поликристаллов (при хаотической разо-риентировке зерен для разных типов кристаллических решеток т = 2,8 -г 3,1).

2) физические уравнения связи макрохарактеристик пластической деформации с характеристиками дислокационной структуры

Є = Єоexp

Є = Pgblh

U - crV/m кТ

(1.3)

(1.4)

где — усредненный по системам скольжения модуль вектора Бюргерса дислокаций (для металлов ; — средняя скорость

скольжения подвижных дислокаций.

Так как три из четырех перечисленных выше микромеханизмов исчезновения неподвижных дислокаций имеют диффузионную природу, а энергия активации дислокационного зарождения микротрещин близка к ней (энергия сублимации) [11], то и в (1.2) и (1.4) считается одинаковой и равной энергии активации самодиффузии и = /ЗОЬ3, где ¡3 = для разных металлов, — модуль сдвига. В качестве объема активации взят объем одноатомной цепочки длиной 1 / (сегмент дислокации между двумя барьерами), то есть V = I)2/т/р^. Частота щ равна частоте тепловых колебаний этого сегмента щ = где VI) = 1012с-1 — часто-

та Дебая. Установлено, что ¿о = е^Ъ^/р^, где [8].

Решением системы уравнений (1.1-1.4) является функционал напряжения течения

гг = p(T)mG (Т) Ь [1-

kT(t) ^ ¿*by/fa'

/3 G(T)fe3 ¿(і)

¿(*) n /2„ bv

~г,-----Ря VDbX

bX

x exp

' p (T) G (T) b3 - ab2/m^ kT(t)

1

/2

dt

(1.5)

Vsg = Щ CXP

U - crV/m kT

(1.2)

где — предэкспоненциальный множитель;

— усредненная по вышеперечисленным процессам энергия активации; — интенсивность напряжений; — постоянная Больцмана; — термодинамическая температура; —

где A = v/vgs — средняя длина свободного пробега подвижных дислокаций.

В случае е, Т = const из (1.5) следует

а = fi(T)mG(T)b х

кТ

/З (Т) G (Т) Ь3

In

VpI, (1.6)

где — накопленная за время деформирования или при степени деформации плотность неподвижных дислокаций.

Для учета истории нагружения, обусловленной зависимостями и , и численного интегрирования запишем (1.5) в виде следующего оператора. Из (1.6) получаем

<тГа)=Р(Т)тв(Т)Ьх

с1а{д} =

/3 (Т) тО (Т) Ь ткТд

^у/Р^д) ^2\/Ря(д)

¿*Ьу/Ря(д)

1 + 1п

Ч.д)

^Ра{д) ■

(1.7)

Из (1.1) имеем

д'Ря{д)

1

ЬХ

Р*(д-Ц

£(д)

/

х схр

¡3 (Т) С (Т) Ь3

а(д- Р

кТ,

(д)

ск

где ;

мер расчетного шага при численном расчете диаграммы , на котором интенсивность деформации получает приращение .

Уравнения (1.7) и (1.8) дополним соотношениями:

= 1.2.

,п

(1.8)

но-

Р я{д) Ря{д-1) + ^Ря(д)’

Чд)

= е

(9-1)

ск

(д)'-

Чд)=Л£{д)/М{д): с^{д) =

Щд) = Н>

ни.

г(д)

(при испытании образцов осадкой);

а(.д)

~ °{д)

с!а.

(1.9)

1.10)

1.11)

1.12)

1.13)

1.14)

1.15)

\д)

кТ,

(д)

¡3 (Т) С (Т) Ь3

1п

£*Ьу/Р.ч(д-1)

£(д)

\/ Ря{д-1); (1.16)

где

1.д)

начальное напряжение течения на

расчетном шаге ; —

изменение размера образца при испытании или приращение перемещения рабочего органа деформирующей машины; — текущий размер образца при испытании; — скорость деформирования на шаге (скорость перемещения рабочего органа деформирующей машины).

Уравнения (1.11) и (1.15) записаны при допущении соосности тензоров , и , из-за малости и .

Исходное напряжение течения материала (начальный «предел текучести»)1 при д = 1 определяется из (1.6), как

(гт = /3 (Т) тС (Т) Ь х щ и

1

1п-

Ряо

/3 (Т)0(Т)Ъ* е(1)

\/ Рл’О;

(1.17)

где — исходная в материале (до нагрева и деформации) плотность неподвижных дислокаций.

При экспериментальной проверке модели установлено, что коэффициент ¡3 с ростом температуры увеличивается в соответствии с эмпирическим уравнением х Т + 0,3639. Это объясняется доминированием объемной диффузии (по телу зерен) при высоких и трубочной (по ядрам дислокаций) при низких. Последняя, как известно [11], имеет меньшую энергию активации.

Из изложенной модели как частные случаи вытекают модели холодной ,

теплой и горячей

деформации, где — температура плавления в . Установлено [8], что при холодной деформации дислокации преодолевают барьеры силовым способом, то есть энергия активации преодоления барьеров целиком обеспечивается работой действующих напряжений. Условия холодной деформации:

/3(7Ь3 = стЬ2 / ш%ДГн\

(1.18)

1 Кавычки означают, что у вязкопластичного материала отсутствует предел текучести в смысле его общепринятого определения [9]. При уменьшении а материал не переходит в упругое состояние, деформация прирастает при меньшей .

¿о = ¿*Ьу/р^ = є = і/0 = vvbyffhi = vsg.

(1.19)

С учетом (1.18) и (1.19) из (1.6) и (1.8) для холодной деформации имеем

а = fimGbyffTs,

dp.4 = ( - Ps ] de.

(1.20)

(1.21)

Интегрируя (1.21) при начальных условиях є = 0, ps = pso получаем

Ps =

(ЬХ) 1 [схр (е) - 1] + Pso схр (є)

а = ftmGb ■

(ЬХ) 1 [схр (є) - Г] + pso

схр (є)

(1.22)

(1.23)

Начальный предел текучести для жесткопластического тела из (1.23) при е = 0 или из (1.17) с учетом (1.19) определяется как

ат = pmGbyfp^o-

(1.24)

Теплая деформация протекает в условиях переменного активационного объема V = = b2/^p~s, который уменьшается с увеличением е и ps и эволюционное уравнение соответствует (1.8). Горячая деформация протекает в условиях V = Ь2/yfp~s = const и уравнение (1.8) в этом случае имеет вид

d'Ps(g)

х схр

1 Р.ч(д-І) , ,----------

ьх “

Є(9)

ft [Т)С{Т)ЪЛ

а(я- Рь~

ПК

кТ,

(9)

СІЄ

(д)-

(1.25)

Для расчета зависимостей а (є) по изложенной модели необходимо определение двух параметров и , которые являются характеристиками исходной дислокационной структуры металлов. Это можно сделать известными металлографическими методами. Возможно также их определение на основе экспериментально полученной при стандартных испытаниях цилиндрических образцов осадкой в условиях холодной деформации диаграммы деформирования по формулам [7,8]:

Р.чо = (сттР)2/ (ftmGb)

X =

exp

b (ftmG)2 [схр (e) - 1] (72 схр (є) — (ftrriGb)2 Pso

(1.26)

(1.27)

где — экспериментальный предел текучести материала при холодной деформации; е и

— интенсивность деформации из интервала и соответствующее ей на экспериментальной диаграмме деформирования значение интенсивности напряжений. Эти формулы получены из (1.24) и (1.23).

Из модели следует утверждение: физикофеноменологический функционал вида

при известной

диаграмме деформирования материа-

ла, полученной в условиях холодной деформации, позволяет определять его напряжение течения в температурно-скоростном диапазоне, в котором доминирующим механизмом деформации является дислокационное скольжение, а основным механизмом упрочнения — блокировка подвижных дислокаций барьерами дислокационного типа (дислокации леса, границы зерен и субзерен).

С целью экспериментальной проверки этого утверждения и одноосной модели пластической деформации были получены экспериментальные диаграммы деформирования качественных сталей 10, 20, 38хгНм, 20Г2Р, 30Г1Р в широком диапазоне температур и скоростей деформаций. Диаграммы строились по результатам стандартных испытаний образцов на осадку по методике, изложенной в [8].

На рис. 1 в качестве примера приведены экспериментальные (точки) и теоретические (сплошные кривые) диаграммы деформирования стали 10: 1 (ф) — скорость деформации 10_2 с-1; 2 (•) — 10_3 с-1; 3 (■) — 1(Т2 с"1; 4 (А) — Ю^1 с"1. Значения 0{Т) брали из [12]. Характеристики стали: р30 = ;; ;; ;

. Отрезки на точках обозначают симметричное десятипроцентное отклонение от экспериментально определенной величины.

Проверка показала удовлетворительное совпадение экспериментальных и теоретических кривых .

а

690

590

490

190

90

а

Т=293 °К (20°С) '

( + ^ 5 . і

< " Т=723 4 і °К (450°С) ^ * і і 4

і А ІІ * ■ А і—м !3 2

і

1 Р 1

0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6

а

Рис.1

Для решения прикладных задач теории пластичности, например, при математическом моделировании технологических операций и процессов обработки металлов давлением, необходимы физико-феноменологические определяющие уравнения пластического течения для объемного напряженно-деформированного состояния. Необходимые предпосылки для их получения в рамках идеологии математической теории пластичности бы-

ли изложены в [9]. Однако некоторые формулировки нуждаются в уточнении.

В работе [19] было показано, что в случае вязкопластического тела (деформация металлов при повышенных температурах) уменьшение напряжения не переводит его из пластического состояния в упругое, а сопровождается уменьшением скорости деформации. Поэтому процесс разгрузки для него не имеет места. Дополнительно к процессам нагружения и нейтрального нагружения для вязкопластического тела были выведены понятия термических и динамических упрочнения и возврата [9]. Введены также понятия мгновенных на расчетном шаге функций нагружения, условия пластичности Губера-Мизеса и сформулирован новый для вязкопластического тела принцип максимума работы пластической деформации, учитывающий влияние истории нагружения.

При горячей деформации возникающая кристаллографическая текстура, обуславливающая деформационную анизотропию, «размывается» динамической рекристаллизацией и материал остается изотропным.

Возьмем мгновенную на расчетном шаге функцию нагружения в виде

аи{д)

/9-І

фы

= 0 (1.28)

и, соответственно, мгновенное условие пластичности Губера-Мизеса

^(9) (а'гЯд) ^¡Яэ)) 3

= ~ 1 'Ч?'(9) 9) ) ( 8 ¿Яд) 9)

/9-1

Ф(9) (^2^(9) + СІЄІ9)

= 0.

(1.29)

где 55(9) и <%(9) — девиаторы тензоров а^(ду .

Из (1.29) следует

а(9) = а(9) + (1СГ(.9) = Ф(9) ^^(9) + ЛЧ9)^ •

Как видно, выбор условия пластичности в виде (1.29) означает, что интенсивность напряжения на шаге нагружения <7 определяется оператором (1.7)-і-(1Л6).

390

290

є

б

в

Ассоциированный закон течения вязкопластического тела будет иметь вид

д

аЬ{9) +

°Щд) + с1'°И

ЧІ.9)

()) *^А

(9)

х СІ,Є.ІШ - <1,\{д)/{д)] = 0:

(ТЬ{д) + ^,(Т'Я9)

д) {^¡і I ^'ч//(д)) ■ Множитель Лагранжа определяется как

^\д) \/ 2"

сіє

(9)

СІЄ

(9)

^І9)

аЬ{д) + ^,(Т>Я9)

2 ( а(9) + С1(Т^в)

Определяющие соотношения для вязкопластического тела выглядят следующим образом:

сіє

(9)

. а

(9)

с1(Т

(9)

8Ь(9)

(1.30)

где и на каждом шаге нагруже-

ния рассчитываются по (1.16) и (1.7) соответственно.

Заметим, что из (1.30) как частный случай следуют определяющие соотношения классической теории течения [1]

3 ск

с''£и = 2~^3'Я

Действительно, приняв независимость от истории нагружения, получим

и

.

При решении прикладных задач вязкопла-стичности с применением численного метода конечных элементов, который реализует необходимый пошаговый алгоритм расчета, удобно использовать (1.30) в виде двух уравнений [9]

_ •* ^£(9) і >Я9) 2 с1ст{д} ,Я9^

З (Іє{д) 2 п!\

(9)

Подчеркнем также, что модель, включая расчет текущей плотности неподвижных дислокаций , позволяет прогнозировать текущее структурное состояние материала, в частности, линейный размер зерен и субзерен по известной в металлофизике формуле

= 1/у/р* [13].

При холодной направленной пластической деформации в металлах возникает деформационная анизотропия, одним из проявлений которой является эффект Баушинге-ра. Анизотропия определяет влияние на ст характера траектории нагружения. В работе [13] предложена физико-феноменологическая модель эффекта Баушингера, имеющая вид

а = /3тОЬ |

Ряс

Ае+ ехр(є) — 1

охр(є) 1,5АЬехр(е)

(1.31)

Уравнение (1.31) описывает диаграмму деформирования материала с учетом предварительной деформации с обратным знаком . Для определения коэффициента предложен достаточно простой эксперимент, включающий волочение или прямое прессование (вид деформации — простое растяжение) прутка со степенью деформации из диапазона и последующую осадку

изготовленных из него образцов с определением предела текучести на сжатие . Значение находится по формуле

А =

О7!)2 - {/ЗтОЬ)2 ряо (/3тОЪ)2 е+

В общем случае сложного нагружения и деформирования, сопровождающегося сменой знака деформации, (1.31) можно записать в виде

Ряо

Ае

охр(є)

охр(є) — 1 I2 1,5АЬсхр(е) /

(1.32)

Для получения определяющих соотношений изотропного материала с анизотропным упрочнением примем условие текучести Губера-Мизеса в виде

2 Vз з гз гз

- ІФ. (е)]* - [Фг (е)]* - I*,,*,, - [Ф (е)]* - О,

(1.33)

где в соответствии с (1.32):

3 _ _ _ ,отГг: (Рио + Лє\ /2

2 ' ■ “СТ1“/3тСЧ^фМ

3 (2) (2)

2'И'И = °2 =

]_

а т. ( СХР (Е) ~ 1 ^ '2 ,3т6Чі,5ЬЛохр(£)і

I1) С2) I1) С2)

ЯгЗ > Ягз '.8ц— девиаторы тензоров а\- , а\- , 0^

гг I1) , (2)

соответственно. При этом оц = а- + а- и,

К) •

Ассоциированный закон течения [1] д

да,

{аі;і<І: і;і - (Щ) = О,

*?

(1:1! = Зг/Л*;; = Зг/Л Как известно [1],

(1.34)

,, /3 сіє 1 сіє

ал = \ -- ,

2 / с>/ с>/

да-,да-,

2 а

(1.35)

Подстановкой (1.35) в (1.34) окончательно получаем

л,.. _ О1) . ,('2)

4 2 гг І 'і ч

(1.36)

где ст определяется для каждой по (1.32).

Видно, что по форме уравнения (1.36) совпадают с известными феноменологическими определяющими соотношениями теории пластичности изотропного материала с анизотропным упрочнением. Однако значение (1.36) состоит в том, что они получены в рамках единой концепции — физико-математической теории необратимых деформаций металлов.

2. ФИЗИКО-МАТЕМАТИЧЕСКАЯ МОДЕЛЬ ПОЛЗУЧЕСТИ МЕТАЛЛОВ

Современные расчетные методы феноменологической теории ползучести металлов (технические теории течения, упрочнения и старения) базируются, в основном, на фундаментальных результатах, развитых и обобщенных в [2]. Во введении были отмечены их недостатки. Проблема ползучести — это проблема вязкопластичности. Поэтому можно полагать, что на основе изложенной выше модели вязкопластичности могут быть получены основные уравнения дислокационной ползучести, контролируемой термодинамически активированными возвратом и скольжением дислокаций.

Для вывода уравнения, описывающего ползучесть при одноосном напряженном состоянии, из (1.6) выразим скорость деформации

р{Т)0{Т)Ъл

¿1д) = ¿*Ьу//3,П9_1)СХр

кТ,

(9)

а

(9)

р(Т)тО(Т)Ъ^Цу

(2.1)

где верхний индекс « », здесь и далее, обозначает макрохарактеристики ползучести.

Для введения в модель основной переменной — времени — в уравнение (1.8) подставим и изменение плотно-

сти неподвижных дислокаций при ползучести под действием приложенного напряже-

ния найдется как

^Ря(д)

- {р,Цд-1)У/г "1)Ьх

3/2 .

х охр

р(Т)С(Т)Ъл — а^Ь2 /Шу/рГо

кТ,

(9)

М(д}.

(2.2)

Для численного расчета кривых ползучести уравнения (2.1) и (2.2) дополним

очевидными соотношениями:

Р $(д) Рв(д-1) + (2.3)

с1£1д) = ¿¡д)М{д}; (2.4)

є(9) =є(9-1) +(1є(д): (2.5)

^{д) = ^{д-1) + ^'{д}- (2.6)

Оператор (2.1)-(2.6) описывает ползучесть металлов как в условиях Т,а° = const, так и T(t), crc(t). Следует заметить, что полученная модель объединяет современные технические теории ползучести: теорию старения , течения и

упрочнения .

Условием установившейся (стационарной) стадии ползучести при const будет и ползучесть протекает при

постоянной минимальной скорости ¿£„п. Для этой стадии из (2.2) имеем

— = pivDb х ЬХ

х exp

Р(Т)С(Т)ЪЛ -

kT

(2.7)

Подстановкой (2.1) в (2.7) получаем уравнение для определения стационарной плотности неподвижных дислокаций на установившейся стадии, которое после преобразований имеет вид

ln (Xpsi^vb/s*) =

o'

b2

mkT

1

1

■ (2.8)

Точное решение этого уравнения представляет собой сложное и громоздкое выражение. Поэтому ограничимся приближенным решением. Учитывая, что логарифмическая функция медленно изменяется с изменением аргумента при больших его значениях, примем

и приближенное решение уравнения (2.8) будет иметь вид

\/pS — y/Pso

ткТу/рГоЫ {ХряоииЬ1 е*

а

сЬ2

1 , (2.9)

где — стационарная плотность дислокаций на установившейся стадии.

Экспериментальными исследованиями влияния деформации ползучести на структуру металлов установлено, что общей закономерностью является формирование к началу установившейся стадии субзеренной структуры [14]. Для оценки линейных размеров субзерен предложено эмпирическое соотношение

d =

10,5Gb

(Tl

(2.10)

Уравнение (2.10) позволяет оценить d как

d =

1

— (\/ Pso) х

'М

mkT y/pZ In (Xpsoi/Db/£*

а

сЬ2

(2.11)

Видно, что (2.11) полнее отражает влияние различных факторов на структуру металла, чем (2.10). Подстановка (2.9) в (2.1) дает уравнение для определения минимальной скорости ползучести . При проверке адекватности модели использовали экспериментальные результаты работы [15]. На рис. 2 в качестве примера приведены экспериментальные точки и теоретические (сплошные линии) кривые ползучести стали 08 при

и (кривая

1) и ас = 75 МПа (кривая 2). Характеристики стали 08: рв0 = 2,12 • Ю10 см-2; А = 3,6 х см; МПа;

МПа. Общий результат проверки состоит в том, что модель весьма удовлетворительно описывает кривые ползучести различных материалов в широком диапазоне и .

Рис. 2

Одноосная модель ползучести (2.1)-(2.6), (2.9), (2.11) выведена из одноосной модели пластичности (1.6)—(1.16). Следовательно, для нее остаются в силе определяющие соотношения (1.30). Из этого следует, что в рамках предлагаемой модели постановка и решение краевых задач ползучести эквивалентны постановке и решению краевых задач пластичности при повышенных температурах.

£

t

ЗАКЛЮЧЕНИЕ

На основе объединения микро- и макропредставлений, методов микро- и макроописания необратимых деформаций в рамках единой концепции разработана модель дислокационной пластичности и ползучести металлов. В отличие от классических феноменологических теорий физико-математическая теория последовательно учитывает историю нагружения и позволяет прогнозировать структуру и, следовательно, свойства материалов после деформации. В связи со спецификой уравнений модели (дифференциальная форма), краевые задачи пластичности и ползучести целесообразно решать численным методом конечных элементов. Модель позволяет естественным образом осуществлять линеаризацию определяющих соотношений методом мгновенных касательных модулей при численном пошаговом расчете необратимых деформаций.

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ

1. Ишлинский, А. Ю. Математическая теория пластичности / А. Ю. Ишлинский, Д. Д. Ивлев. М.: Физматлит, 2001. 704 с.

2. Работнов, Ю. Н. Ползучесть элементов конструкции / Ю. Н. Работнов. М. : Наука, 1966. 752 с.

3. Батдорф, С. Б. Математическая теория пластичности на основе концепции скольжения / С. Б. Батдорф, Б. А. Будянский // Механика. М.: Мир, 1962. № 1. С. 135-155.

4. Киселев, С. П. Модель упругопластического деформирования материалов на основе калибровочной теории дефектов с учетом диссипации энергии / С. П. Киселев // Прикладная механика и техническая физика. 2004. Т. 45, №2. С. 177-187.

5. Гриняев, Ю. В. Полевая теория дефектов на мезоуровне / Ю. В. Гриняев, В. Е. Панин // Доклады РАН. 1997. Т. 353, № 1. С. 37-39.

6. Лихачев, В. А. Структурно-аналитическая теория прочности / В. А. Лихачев, В. Г. Малинин. СПб.: Наука, 1993. 471 с.

7. Грешнов, В. М. Физико-феноменологическая модель сопротивления металлов

пластической деформации для расчета технологических процессов обработки металлов давлением. Сообщ. 1. Постановка задачи и вывод общего уравнения / В. М. Грешнов, Ф. Ф. Сафин, М. В. Грешнов // Проблемы прочности. 2002. № 6. С. 107-115.

8. Грешнов, В. М. Физико-феноменологическая модель сопротивления металлов

пластической деформации для расчета технологических процессов обработки металлов давлением. Сообщ. 2. Частные случаи модели и ее экспериментальная проверка /

В. М. Грешнов, Ф. Ф. Сафин, М. В. Грешнов // Проблемы прочности. 2003. № 1. С. 87-97.

9. Грешнов, В. М. Модель вязкопластического тела с учетом истории нагружения / В. М. Грешнов // Механика твердого тела. 2005. №2. С. 117-125.

10. Колмогоров, В. Л. Механика обработки металлов давлением / В. Л. Колмогоров. Екатеринбург : Изд-во Уральск. гос. техн. ун-та — УПИ, 2001. 836 с.

11. Штремель, М. А. Прочность сплавов. Ч. 1. Дефекты решетки. М. А. Штремель. М. : Металлургия, 1982. 280 с.

12. Сорокин, В. Г. Марочник сталей и сплавов / под общ. ред. В. Г. Сорокина. М. : Машиностроение, 1989. 640 с.

13. Грешнов, В. М. Прогнозирование разрушения металлов в процессах холодной пластической деформации. Сообщ. 2. Учет анизотропного упрочнения и экспериментальная проверка модели пластической деформации и разрушения / В. М. Грешнов [и др.] // Проблемы прочности. 1999. № 2. С. 74-84.

14. Пуарье, Ж. П. Высокотемпературная пластичность кристаллических тел / Ж. П. Пуарье. М.: Металлургия, 1982. 272 с.

15. Дегтярев, В. П. Пластичность и ползучесть машиностроительных конструкций / В. П. Дегтярев. М. : Машиностроение, 1967. 131 с.

ОБ АВТОРАХ

Грешнов Владимир Михайлович, проф., зав. каф. обр-ки металлов давлением. Дипл. инж.-мех. (УАИ, 1974). Д-р физ.-мат. наук по физ. тверд. тела (ИПМ АН Украины, 1992). Иссл. в обл. физ. и мех. пласт. деформ.

Патяева Ирина Владимировна, асп. той же каф. Дипл. магистр техн. и технол. по спец. «Машины и технология обработки металлов давлением» (УГАТУ, 2007). Готовит дис. в обл. физ.-мат. теории пластичности.

Сидоров Валерий Евгеньевич, ст. преп. той же каф. Дипл. инж.-мех. по спец. «Авиационные двигатели» (УАИ, 1979). Иссл. в обл. физ.-мат. теории ползучести.

Уфа: УГАТУ, 2007

Вестник уГА(Ту

T. 9, №6(24). C. 152-157

МАШИНОСТРОЕНИЕ • МАТЕРИАЛОВЕДЕНИЕ И ТЕРМИЧЕСКАЯ ОБРАБОТКА МЕТАЛЛОВ

УДК 669

А. М. ЩИПАЧЕВ, Е. В. ПОЯРКОВА

ВЛИЯНИЕ УСТАЛОСТНОЙ ПОВРЕЖДАЕМОСТИ НА ТВЕРДОСТЬ И ВНУТРЕННЮЮ НАКОПЛЕННУЮ ЭНЕРГИЮ МЕТАЛЛА

Проведены исследования распределений микротвердости образцов из стали 30ХГСНА после различной циклической наработки. Микротвердость замерялась на глубине 0,08; 0,27 и 0,37 мм от поверхности с использованием оригинальной методики. Показано, что на глубине 0,08 мм по мере циклической наработки происходит рост, затем падение микротвердости, что согласуется с данными других исследователей и обусловлено влиянием поверхности. На глубинах 0,27 и 0,37 мм по мере циклической наработки происходит стабильный рост микротвердости, при этом происходит уменьшение дисперсии ее распределения. Сделано предположение, что накопление энергии при циклическом нагружении происходит в первую очередь в микро-объемах, имеющих минимальную твердость, что вызывает уменьшение дисперсии. Показана связь микротвердости с плотностью дислокаций и внутренней накопленной энергией материала.

Твердость; усталость; повреждаемость; закон распределения

Вопросу изменения твердости (и микротвердости) в результате циклического нагружения посвящено достаточно большое число исследований. Полученные в них результаты в обобщенном виде представлены на рис. 1. В большинстве работ отмечается две стадии в кинетике изменения твердости: вначале ее повышение, а затем снижение.

Рис. 1. Обобщенные кривые изменения твердости Н поверхности образцов различных материалов в зависимости от относительного числа циклов нагружения N/N*

Рассмотрим в качестве примера, как наиболее типичные, результаты работы [1]. Исследовалась сталь 45 и три марки чугунов различных классов. Микротвердость измерялась непосредственно на рабочей части образца, приготовленной как металлографический

шлиф, на приборе ПМТ-З при нагрузке 0,1 Н. Образцы имели фиксированные опасные сечения и испытывались на консольный изгиб с вращением. Оказалось, что начальная стадия изменения микротвердости характеризовалась упрочнением; продолжительность этого периода зависела от уровня напряжений: чем он был выше, тем интенсивнее и быстрее протекал процесс упрочнения. Затем упрочнение сменялось разупрочнением вплоть до уменьшения твердости ниже исходного значения. Кинетика изменения микротвердости соответствовала кривой 1 на рис. 1. Когда величина действующих напряжений была равна или ниже предела выносливости, период упрочнения распространялся на всю принятую базу испытаний, совпадая по характеру с кривой 2.

Практически аналогичные результаты изменения твердости были получены ранее

0. И. Гущей [2] , В. И. Беляевым [3] и другими авторами, подробный обзор исследований которых проделан В. С. Ивановой и Л. К. Гордиенко [4].

Авторами работы [5] метод микротвердости использовался для исследования изменений, происходящих в процессе эксплуатации рабочих лопаток турбин авиационного двигателя, а также в процессе их испытаний на выносливость при комнатной и рабочих температурах. Получено, что в начальный период твердость повышается, а затем медленно снижается, не достигая исходного уровня на

базе испытаний. При этом рост микротвердости был выше в процессе испытаний при высоких температурах, что объяснялось авторами как следствие фазовых превращений в метастабильных лопаточных сплавах. Микротвердость измеряли на ПМТ-З при нагрузке 1 Н на расстоянии не более 0,5 мм от задней кромки лопатки. Отпечатки наносились по возможности в центре зерен и осреднялись по 5-ти замерам.

Данные, полученные И. Хартмутом [6] при исследовании изменения микротвердости алюминиевого сплава Д16Т в процессе усталости несколько отличаются от результатов других авторов. Показано, что в начальный период микротвердость возрастает, затем, после достижения некоторого максимального значения упрочнения, наступает второй период, характеризующийся снижением ее до различной величины. После прохождения экстремальной величины разупрочнения твердость снова начинает повышаться вплоть до момента разрушения образца. Практически аналогичные кривые были получены как при симметричном, так и при асимметричном циклах напряжения, причем относительное упрочнение образцов зависело и от амплитуды напряжений, и от среднего напряжения.

Обстоятельные исследования влияния циклического нагружения на твердость были проведены А.А. Гольденбергом с сотрудниками [7-9] на алюминиевых сплавах Д16, В95, АДЗЗ, меди М2 и стали 30ХГСА. Алюминиевые сплавы и медь исследовались в отожженном состоянии и после нагартовки (в чем состояла сущность последней — в статье не указывается), сталь 30ХГСА — в низкоотпущенном и улучшенном состояниях. Эти исследования показали, что для получения сравнимых результатов необходимо проводить не менее 200 замеров микротвердости и последующую статистическую обработку, так как разброс значений ее очень велик.

Как и предыдущие исследователи,

А.А.Гольденберг с сотрудниками получили для алюминиевых сплавов схожие по характеру результаты (отличающиеся от кривых И. Хартмута). При этом их данные следует считать достаточно достоверными, поскольку каждую точку диаграммы определяли на основе кривой распределения микротвердости для данной наработки, построенной по результатам не менее 200 замеров. Для стали 30ХГСА обнаружены отличия в поведе-

нии от других исследованных материалов. В работе [8] сделаны следующие выводы.

1) В результате циклического нагружения на образцах из отожженных пластических металлов (медь М2 и сплав В95) наблюдается сначала повышение микротвердости, а затем ее уменьшение ниже исходного уровня и последующее разрушение, т. е. имеет место соответствие кривой 1 на рис. 1.

2) При циклическом нагружении нагарто-ванных пластичных материалов наблюдается монотонное снижение микротвердости по мере увеличения длительности нагружения (кривая 3 на рис. 1).

3) При циклическом нагружении термически упрочненной стали ЗОХГСНА микротвердость сначала снижается, а затем возрастает; разрушение отмечается при повышении микротвердости (кривая 4 на рис. 1). Первый период авторы объясняют рассасыванием областей искажений кристаллической решетки за счет облегчения условий диффузии при начальных циклических нагружениях, а дальнейшее повышение — с процессом нагартовки.

Аналогичные по характеру результаты были получены и авторами при исследовании твердости по Виккерсу поверхности образцов из сталей У8 и 30ХГСНА при различных видах циклического нагружения. Исследования характера изменения твердости стали У8 проводились при консольном изгибе с вращением. Оказалось, что при напряжениях цикла, превышающих предел выносливости, твердость изменяется в соответствии с кривой 1 на рис. 1, а при более низких напряжениях она сначала понижается, а затем растет — как кривая 4.

Подобные по характеру результаты получены ранее в работе [2] для стали У9А. Изменение твердости стали 30ХГСНА исследовалось при испытаниях на растяжение-сжатие. Характер изменения твердости при испытаниях выше предела выносливости соответствовал кривой 1 , а ниже предела выносливости — кривой 3 рис. 1.

4800 5000

5200

5400 ЯУ, МПа

Рис. 2. Кривые распределения микротвердости электрополированных образцов из стали 30ХГСНА после различной циклической наработки: а — на глубине 0,08 мм; б — на глубине 0,27 мм; в — на глубине 0,37 мм от поверхности. Циклическая наработка (сверху вниз): 0, 10, 55 и 67% от долговечности

в

4800 5000

5200 НУ, МПа

а

Рис. 3. Кривые распределения микротвердости шлифованных образцов из стали 30ХГСНА после различной циклической наработки: а — на глубине 0,08 мм; б — на глубине 0,27 мм; в — на глубине 0,37 мм от поверхности. Циклическая наработка (сверху вниз): 0, 10, 40 и 80% от долговечности

в

Таким образом, к настоящему времени накоплен обширный экспериментальный материал, который требует своего осмысления с единых позиций для объяснения различного характера в поведении кинетических кривых изменения твердости и несоответствия их во многих случаях теоретическим представлениям энергетической теории прочности и разрушения В. В. Федорова [11,12], в соответствии с которым плотность скрытой энергии, а следовательно, и твердость, должны монотонно увеличиваться.

Причина этого может заключаться в том, что твердость в процессе циклического нагружения замерялась на поверхности образцов, а поверхностные слои обладают свойствами, отличающимися от свойств материала в целом, поскольку являются свободной поверхностью, что создает дополнительные условия для высвобождения накапливаемой в процессе циклического нагружения энергии.

В связи с этим были проведены исследования по сравнению закономерностей изменения микротвердости слоев металла, распо-

НУ,

МПа

5300

5100

4900

4700

> ■ 1

Ґ

** "■ -

* Г г

НУ,

МПа

5200

5000

4800

0 20 40 60 80 М/М*, %

0 20 40 60 80 М/М*, %

НУ,

МПа

5200

5000

4800

0 20 40 60 80 М/М*, %

НУ,

НУ,

МПа

5100

4900

0 20 40 60 80 М/М*, %

0 20 40 60 80 М/М*, %

Рис. 4. Характер изменения математического ожидания (—), верхней (............) и нижней (----)

границ доверительного интервала распределения микротвердости (доверительная вероятность 95%)

в зависимости от циклической наработки

ложенных на различном расстоянии от поверхности, в зависимости от циклической наработки, что позволило комплексно рассмотреть эту проблему и обосновать возможность использования полученных результатов.

Экспериментальное исследование распределения микротвердости производилось для стали 30ХГСНА в закаленном и низко-отпущенном состоянии после циклического нагружения переменным растяжением-сжатием образцов на испытательной машине ЦДМ-Пу-10.

Исследовались две партии образцов: после электрополирования и шлифования. Все образцы испытывались до различных степеней циклической наработки при 800 МПа; предварительно определенная средняя долговечность при этих напряжениях составляла 10 циклов. После заданного числа циклов образцы снимались и вырезалась их центральная часть, из которой изготавливались косые шлифы по общепринятой методике. Для каждого заданного числа циклов испытывалось по два образца; у каждого твердость

измерялась в трех сечениях, расположенных на различных расстояниях от поверхности образца. Это позволило построить кривые распределения твердости в зависимости от числа циклов наработки и глубины залегания исследуемого слоя.

Результаты, полученные при исследовании электрополированных образцов, представлены на рис. 2, шлифованных - на рис. 3. На рис. 4 показана диаграмма изменения доверительных интервалов и математических ожиданий эмпирических распределений микротвердости в зависимости от числа циклов нагружения при доверительной вероятности 95%.

На рис. 4 видно, что для слоев, расположенных на глубине 0,27 и 0,37 мм, с увеличением циклической наработки происходит стабильный рост микротвердости и снижение ее рассеяния (дисперсии). Анализ полученных результатов показывает, что в процессе циклического нагружения накопление энергии и соответствующее упрочнение, в основном, происходит в самых «слабых» микрообъемах, обладающих наименьшей микротвердостью. Минимальные значения твердости увеличиваются значительно, средние — увеличиваются в меньшей мере, максимальные — практически не изменяются. Микрообъемы, расположенные на глубине 0,27 и 0,37 мм от поверхности деталей, накапливают энергию одинаково, характеризуясь сходными кривыми накопления микротвердости.

Иначе ведут себя микрообъемы, близкие к поверхности. У шлифованных образцов минимальные значения микротвердости вначале быстро растут, достигая максимального значения при 40% наработки, а затем начинают уменьшаться. У электрополированных образцов минимальные значения микротвердости медленно растут на протяжении всего исследованного периода, в то время как максимальные и средние значения начинают снижаться после 55% наработки. По всей видимости, эти явления являются следствием воздействия поверхности. Здесь будет сказываться и шероховатость поверхности, и возможность высвобождения через поверхность потока энергии, и ряд других факторов.

На основании проведенных исследований можно также предположить, что накопление энергии при циклическом нагружении происходит в первую очередь в микрообъемах, имеющих минимальную твердость (наиболее «слабых»), поскольку их упрочнение и вызывает уменьшение дисперсии и, поскольку

усталостная повреждаемость носит локальный характер, вероятно, эти микрообъемы в последующем определяют долговечность всей детали.

В работах [10-13] показано и теоретически обосновано наличие корреляционной зависимости между скрытой энергией деформирования и твердостью. Так,

В. В.Федоров [11] экспериментально установил, что скрытая энергия деформирования (в его обозначении ) монотонно возрастает до величины , численно равной энтальпии твердого тела при температуре плавления (рис. 5). Получены (достаточно громоздкие) аналитические выражения для связи ие с параметрами структуры материала и, в частно-сти,твердости.

Дие • 10 2 МДж/м3

N 10 3 , цикл.

Рис. 5. Кинетические кривые изменения в деформируемых объемах плотности

скрытой энергии в зависимости

от числа циклов деформирования для стали 45 (отжиг) при напряжениях аа, МПа: — — 253,

........— 248, ... — 239,---------- 231,

—... — 225 [11]

В. Ф. Безъязычный с сотрудниками [13], ссылаясь на работы Л.М.Клербро и Мак Лина, пишет, что скрытая энергия деформации практически полностью представляет собой энергию образовавшихся после пластической деформации дислокаций. Приводится соответствующая зависимость:

И/ = (}ОЪ2УЛ,

где Ш — накопленная энергия, Дж; О — модуль сдвига, Н/м2; Ь — вектор Бюргерса, м;

— плотность дислокаций; — объем деформированной области, м ; — коэффициент

пропорциональности ( ).

С учетом наличия прямо пропорциональной связи напряжений течения ат и плотности дислокаций , с одной стороны, и, с другой — связи ат с твердостью НУ, авторы [13]

делают вывод о возможности оценки скрытой энергии деформирования по твердости.

Таким образом, экспериментально показано, что в подповерхностной зоне твердость металла по мере циклической наработки монотонно увеличивается. Это хорошо согласуется с характером изменения скрытой энергии деформирования (рис. 5). Следовательно, метод твердости (микротвердости) может быть использован в определенных пределах и условиях для оценки степени усталостной повреждаемости металла.

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ

1. Крамаренко, О. Ю. Применение метода микротвердости при оценке усталостного повреждения / О. Ю. Крамаренко, О. В. Куликовская // Заводская лаборатория. 1972. № 1.

С. 80-85.

2. Гуща, О. И. Исследование процесса усталостного разрушения металлов методом потерь на магнитный гистерезис и вихревые токи / О. И. Гуща // Циклическая прочность металлов : сб. науч. трудов. М. : Изд-во АН СССР, 1962. С. 147-152.

3. Беляев, В. И. Исследование процесса усталости металлов / В. И. Беляев. Минск : Изд-во МВССиПО БССР, 1962, 111 с.

4. Иванова, В. С. Изменение физических свойств металлов при циклическом нагружении / В. С. Иванова, Л. К. Гордиенко // Тр. АН СССР. Ин-т металлургии, 1965.

С. 156-178.

5. Трощенко, В. Т. Методы исследования сопротивления металлов деформированию и разрушению при циклическом нагружении /

В. Т. Трощенко, Б. А. Грязнов, В. А. Стрижало [и др.]. Киев : Наукова думка, 1974. 256 с.

6. Хартмут, И. Исследование закономерностей изменения микротвердости при статическом и циклическом нагружении легких сплавов / И. Хартмут // Проблемы прочности. 1974. № 11. С. 19-23.

7. Гольденберг, А. А. Структура и рассеяние результатов испытаний на усталость алюминиевых сплавов / А. А. Гольденберг, Л. Н. Екименков, Л. А. Меташоп // МиТОМ. 1975. №5. С. 61-65.

8. Гольденберг, А. А. Микротвердость конструкционных материалов под воздействием циклических нагружений / А. А. Гольденберг, Б. И. Олькин, А. З. Воробьев // МиТОМ. 1969. №3. С. 61-64.

9. Гольденберг, А. А. Применение метода микротвердости к исследованию изменения свойств конструкционных материалов при циклических нагружениях /

A. А. Гольденберг, Б. И. Олькин, А. Ф. Селихов [и др.] // Заводская лаборатория. 1969. № 7. Т. 35. С. 846-849.

10. Никонов, Ю.А. Роль цикличности нагружения в разрушении материалов / Ю. А. Никонов, В. А. Степанов // ФТТ. 1974. 16, № 9.

С. 2750-2752.

11. Федоров, В. В. Термодинамические аспекты прочности и разрушения твердых тел /

B. В. Федоров. Ташкент : Фан, 1979.168 с.

12. Щипачев, А. М. Термодинамическая теория прочности: прогнозирование многоцикловой усталости металлов / А. М. Щипачев. Уфа : УТИС, 1998. 107 с.

13. Безъязычный, В. Ф. Исследование запасенной металлом энергии деформации при вдавливании шарового индентора /

В. Ф. Безъязычный, Б. М. Драпкин, М. А. Прокофьев [и др.] // Заводская лаборатория. 2005. Т. 71, №4. С. 32-35.

ОБ АВТОРАХ

Щипачев Андрей Михайлович, проф. каф. технол. машиностроения. Д-р техн. наук (ИПСМ РАН, 2000). Иссл. в обл. влияния модиф. по-верхн. слоев на усталость металлов, энерг. и синерг. теории усталостной прочности.

Пояркова Екатерина Васильевна, ст. преп. Орск. филиала Оренбургск. гос. ун-та. Иссл. в обл. материаловедения в машиностроении, остаточного ресурса сварных соединений.