CC BY
6
3
в = 0,0023; р0 = 480 кг/м ; t0 = 20°C; W = 25 %) р1зно! товщини, в умовах ста-лого технологiчного режиму (tc = 88°C; At = 14 oC; ф = 55 %; швидюсть руху агента сушiння V = 2 м/с). Величина вт приймалася рiвною 0,20 МПа-1[4].
На рис. 1 зображено розподш нормальних напружень у серединi та на поверхш деревно! пластини товщиною h залежно вiд рiзних значень параметра Ет. Кривi 1-4 на графiчних залежностях вiдповiдають вiдповiдно значен-ням Ет = 0; 20; 40; 60. На рисунку компоненти напружень вщповщають р1з-ним розподшам вологовмiсту у деревинi, а саме крив1 1-4 - пластини для во-логiсного поля (5) на поверхш. Нижш графiчнi залежностi характеризують розподiл нормальних напружень для аналопчних значень Em у випадку роз-подiлу вологостi (5') у середнш пластинi.
Л1тература
1. Уголев Б.И., Лапшин Ю.Г., Крошнов Е.В. Контроль напряжений при сушке древесины. - М: Лесн. пром-сть, 1980. - 208 с.
2. Соколовський Я.1. Взаемозв'язок деформацшно-релаксацшних i тепломасообмш-них процесiв у капiлярно-пористих тшах// Доповiдi НАН Укра1ни. - 1989, № 9. - С. 35-40.
3. Соколовський Я.1. Деформативнють деревини й деревинностружкових плит зi змш-ними потенцiалами тепломасоперенесення: Автореф. дис. д-р техн. наук. - Львiв. - 2001, 34 с.
4. Ranta-Maunus A., Kortesmaa M. An analysis of the state of stress of timber caused by moisture gradient// JUFRO Timber Engineering Meeting, 1988, P. 113-116.
5. Salon J.-G. Numerical prediction of checking during timber drying and a new mechano-sorptive creep model// Holz als Roh-und-Werkstoff, 1992, vol. 50, P. 195-200.
6. Соколовський Я.1., Дендюк М.В., Поберейко Б.П. Моделювання деформацшно-релаксацшних процеав у деревиш тд час сушшня// Наук. вюник УкрДЛТУ: Зб. наук-техн. праць. - Львiв: УкрДЛТУ. - 2004, вип. 14.1. - С. 134-140.
7. Соколовський Я.1., Бакалець А.В. Розрахунок ашзотропних нестащонарних тем-пературно-вологiсних полiв у висушуванш деревинi методом скiнченого елемента// Лiсове госп-во, лiсова, паперова i д/о пром-сть. - Львiв: УкрДЛТУ. - 2004, вип. 29. - С. 230-235.
8. Rauta-Maunus A. Impact of mechano-sorptive creep to the long-term strength of timber// Holz als Roh-und-Werkstoff, vol. 48, P. 67-71.
9. Общие закономерности режима развития напряжений в древесине в процессах тепломасопереноса// Актуальные направления развития сушки древесины. - Архангельск, 1980. - С. 63-72.
10. Ugolev B.N. Wood deformability and drying stresses in Understanding the Wood Drying process: A Syntehesis of Theory and practice// Proc. 3rd Int. Wood Drying Conferince, Vienna, Austria, P. 11-17.
11. Ашкенази Е.К. Анизотропия древесины и древесных материалов. - М: Лесн. пром-сть, 1978. - 224 с.
12. Поберейко Б.П. 1дентифшащя напружено-деформiвного стану деревини iз змш-ним вологовмютом: Автореф. дис. канд. техн. наук, Львiв, 2000, 18 с.
13. Лыков А.В. Теория сушки. - М: Энергия, 1968. - С. 471.
УДК 674.02:621.923 Доц. О.А. Кйко, канд. техн. наук -НЛТУ Украти
ПЕРЕМ1ЩЕННЯ ЖОРСТКОГО АБРАЗИВНОГО ЦИЛ1НДРА У ПРОЦЕС1 ОДНОБ1ЧНОГО КАЛ1БРУВАННЯ-ШЛ1ФУВАННЯ ПЛИТНИХ ДЕРЕВНИХ МАТЕР1АЛ1В
Визначено перемщення шструмента та заготовки у процес однобiчного калiб-рування-шлiфування плитних деревних матерiалiв жорсткими абразивним цилш-дром. Окреслеш шляхи зменшення хвилястосп оброблювано! поверхш.
Doc. O.A. Kyiko - NUFWT of Ukraine
Moving of the rigid abrasive barrel during unilateral calibrating-sanding of wooden board materials
The moving of the tool and bar during unilateral calibrating - sanding of wooden board materials by the rigid abrasive barrel is determined. The paths of decreasing of a corrugation of a job surface are intended.
Процес кашбрування-шшфування плитних деревних матерiалiв жорст-ким абразивним шструментом здшснюеться за двома схемами: однобiчною (рис. 1) та двобiчною (рис. 2). 1снуе промiжний варiант двобiчного оброблен-ня за рознесеною схемою розмщення абразивних цилiндрiв, але його фiзична сутнiсть вшовщае технологiчнiй схемi однобiчного шлiфування.
Рис. 3.1. Технологiчна схема оброблення одним шлiфувальним шструментом:
У8 - швидк1стъ подач1; Нн - налагоджувальна глибина абразивного оброблення; Нд - товщина материалу до оброблення; Нд1 - товщина материалу тсля оброблення; Нн - номталъна товщина матер1алу; ю - кутова швидкгстъ обертання абразивного цилтдра; Рх - тангенщалъна складова сили р1зання; Ру - нормальна складова сили
р1зання
_!_ —- 0>1
-> Я
Рис. 3.2. Технологiчна схема оброблення двома шлiфувальними шструментами:
Нн1 - налагоджувальна глибина абразивного оброблення верхнього инструмента; Нн2 - налагоджувальна глибина абразивного оброблення нижнього инструмента; ю1 - кутова швидтсть обертання верхнього абразивного цилтдра; ю2 - кутова швидк\сть обертання нижнього абразивного цилтдра; Рх1, Pw - тангенщальна та нормальна складовi силир1зання верхнього инструмента; Рх2, Py2 - тангенциальна та нормальна складовi сили р1зання нижнього iнструмента
164
Збiрник науково-техшчних праць
Вивчення основних закономiрностей абразивного оброблення здш-снюеться, як правило, у двох напрямках: перший напрям передбачае пред-ставлення шлiфувального верстату як умовно щеального, у роботi якого не враховують такi параметри як жорстюсть та вiбрацiя, а дослiдження обмежу-ються встановленням емпiричних i теоретичних залежностей, що дають змо-гу отримати значення основних показникiв процесу абразивного оброблення (яюсть оброблювано! поверхш, продуктивнiсть процесу, точнiсть оброблення) залежно вiд режимних та структурних параметрiв; другий напрям передбачае вивчення впливу вiбрацiй на основш показники процесу шлiфування. На нашу думку, нехтування впливом вiбрацiй у процес ре^заци першого напрямку призводить до ютотного спотворення результатiв, а врахування вЫх динамiчних характеристик верстату за планом дослщжень згiдно з другим напрямком значно ускладнюе моделювання.
Поведiнку системи iнструмента i оброблювано! плити у випадку одно-бiчного оброблення можна описати системою диференцшних рiвнянь:
м • XX1 = • Х1- к • (Ин + Х1- Х2) + Б • с°8 (1) (2)
т , 1 (л \ (1), (2)
т • XX2 = • Х2 + к • (Ин + Х1 - Х2)
де: М - маса системи шструмента (рис. 3); т - маса системи оброблюваного матерiалу (рис. 3); 11 - жорстюсть системи iнструмента (рис. 3); 12 - жорст-кiсть системи заготовки (рис. 3); Х1 - перемщення системи iнструмента (рис. 3); Х2 - перемiщення системи заготовки (рис. 3); к - коефщент, що ха-рактеризуе залежнiсть нормально! питомо! складово! сили рiзання Ру вщ гли-бини рiзання И (рис. 1); Б - амплiтудне значення збурювально! сили; ю - кру-гова частота збурювально! сили; Ин - налагоджувальна глибина калiбрування-шлiфування (рис. 1 та рис. 3).
Рис. 3. Розрахункова схема динамiчноiмод^ процесу однобiчного калiбрування-шлiфування: 1 - шл1фувалъний инструмент; 2 - оброблювана заготовка
У процес побудови плоско! моделi здiйсненi таю припущення: система волод1е двома степенями вшьност1; биття робочо! поверхт шструмента дор1внюе нулю. Рiвняння 1 та 2 можна переписати у такому виглядг
• X1 + Ji • xi + k • (xi- X2) = -k • hn + F •cos ®t
rn • XX2 + J2 • X2- k • (Xi- X2) = k • hn
(3), (4) (5), (6)
M • XX1 + Xi • (Ji + k)- k • X2 = -k • hn + F • cos at m • XX 2 + X2 • O2 + k) - k • Xi = k • hn Розв'язок рiвнянь (5) та (6) можна представити у загальному виглядi
Xi = A + B • cos(at + 9i) (7)
X2 = C + D • cos(at + ф2) (8)
Оскшьки невiдомi коефщенти А i С визначаються постiйною складо-вою право! частини наведених рiвнянь, то можна записати:
A • (Ji + k) - k • C = -k • hH (9)
C • (J2 + k) - k • A = k • hн (i0)
Застосовуючи для розв'язання рiвнянь 9 та i00 метод Крамера, отри-
маемо:
А
Ji + k -k
-k J2 + k -k • hн k • h Ji + k
Aa =
Тодi
Ac =
A
-k
\A
Ji • J2 + Ji • k + J2 • k -k
J2 + k =-k ^ ^2 -k • h
k^ = k • hнJ1
-k • h • J2
A Ji • J2 + Ji •k + J2 •k
C = ^дс = k • h • Ji
Ac A
(ii) (12)
(13)
(14)
(15)
Ji • J2 + Ji •k + J2 •k
Аналiз виразiв (14) та (15) дае змогу зробити висновок про те, що фак-тична товщина матерiалу, який знiмаеться з оброблювано! плити в процесi ка-лiбрування-шлiфування е менша за налагоджувальну глибину h^ Жорсткiсть систем iнструмента i заготовки здiйснюватимуть рiзний вплив на величину перемщення. Збiльшення жорсткостi системи шструмента призводить до зменшення лшшного перемiщення i вiдповiдно до зменшення частки перемь щення вiд hjj. Характерною особливiстю цього впливу е те, що штенсившсть зменшення перемщення в мiру збiльшення величини J1 iстотно зменшуеться.
Збiльшення жорсткостi системи заготовки призводить до збшьшення величини перемщення та величини А-100 %/ h^
166
Збiрник науково-технiчних праць
Враховуючи змшш складовi рiвнянь (3) i (4) та беручи до уваги (5) та (6), отримаемо:
Х01 = В • + ф1) (16)
Х02 = ° • + ф2) (17)
Беручи до уваги змшш доданки рiвнянь (15) i (16) та враховуючи (26) та (27), отримаемо:
(-М-ю2+11+к>х01 - к • Х02 = Б (18)
(-т-ф2+12+k)• Х02 - к • Х01 = 0 (19)
або (-М•ю2+11+к>Х01 - к • Х02 = Б (20)
-к • Х01 + (-т •ю2+12+к) Х02 = о (21)
= А1 =_Б • (-т •ю2 +12 + к)_=
Тодi Х01 А (-Мю2+11 + к) • (-т^2+12 + к) - к2 (22)
= Б • (-т •ю2 +12 + к)
(-тю2+ 12 + к) • (-М^ю2+1 + (-т • ю2 +12) •к
=А =_к^Б_=
Х02 А (-Мю2 +11 + к) • (-тю2+12 + к) - к2
=_Ь1_
(-тю2 +12 + к) • (-Мю2+1 +(-т • ю2 +^ •к
-к • Ин • 12 +_Р • (-т •ю2 +12 + к)_
Х1 11 • 12 +11 •к +12 •к (-тю2+12 + к) • (-М^ю2+11) + (-т •ю2 + • к
(23)
(24)
Х2 =--+-_-!к±-2- (25)
2 11 • 12 +11 •к +12•к (-тю2 +12 + к) • (-М^ю2+11) + (-т•ю2 +12 • к
Кшематична хвилястiсть, зумовлена биттям абразивного цилшдра, визначатиметься рiзницею х01-х02, яку знайдемо, як:
Б • (-т • ю2 +12) (26)
Х01- Х02 = ~ 2 г~ ;; " : 2 (26)
(-тю2 +12 + к) • (-М • ю2 +11) + (-т • ю2 +12) • к
Аналiз виразу (26) дае змогу визначити шляхи зменшення рiзницi Х01-Х02:
• Зменшення величини збурювально! сили Б.
• Зменшення величини виразу (12-т-ю2) (величина ще! р1знищ наближаеться до нуля, якщо власна частота коливань системи зб1гаеться з частотою збурю-вально! сили або близька до не!).
• Збшьшення величини коефщента к (значення коефщента к збтьшуеться за умови зменшення налагоджувально! глибини процесу кал1брування-шл1фуваня).
• Збшьшення жорсткост системи шструмента 11.
