Расчет рациональных геометрических размеров тонкостенного седла фланцевого уплотнительного соединения Текст научной статьи по специальности «Механика и машиностроение»

УДК 62-336 \Долотов Алексей Митрофанович,

д. т. н., профессор, профессор кафедры «Общенаучные и общетехнические дисциплины», Военная академия материально-технического обеспечения им. генерала армии А. В. Хрулева,

тел. +79618016916, e-mail: amdolotov@mail.ru Белоголов Юрий Игоревич, к. т. н., доцент кафедры «Управление эксплуатационной работой», Иркутский государственный университет путей сообщения, тел. +79500882303, e-mail:pr-mech@mail.ru

РАСЧЕТ РАЦИОНАЛЬНЫХ ГЕОМЕТРИЧЕСКИХ РАЗМЕРОВ ТОНКОСТЕННОГО СЕДЛА ФЛАНЦЕВОГО УПЛОТНИТЕЛЬНОГО СОЕДИНЕНИЯ

A. M. Dolotov, Yu. I. Belogolov

CALCULATION OF RATIONAL GEOMETRICAL DIMENSIONS OF THE FLANGE SEALING CONNECTION'S THIN-WALLED SEAT

Аннотация. Применение тонкостенных элементов «с точки зрения практики» очень перспективно, так как при малой ширине контакта могут быть обеспечены высокие контактные давления и высокая герметичность - при минимальных усилиях герметизации, которые характерны только для металл-полимерных уплотнений. Опыт применения или использования таких тонкостенных элементов показывает, что в настоящее время на первоначальном этапе проектирования разработчики приходят к заблуждению, считая, что, меняя экспериментальным образом геометрические размеры уплотнения, можно найти подходящие, которые могут быть приняты за оптимальные. Проверка на практике таких решений показывает, что разработчики не получают «оптимальных» размеров и трубопроводная арматура, которую они создают, характеризуется низким ресурсом, большими усилиями герметизации, что приводит к еще одному заблуждению, что это «тупиковый» путь развития арматуростроения. Предложенная методика расчета рациональных геометрических размеров тонкостенного обо-лочечно-пластинчатого седла, представленная в статье, а также в более ранних работах, направлена на то, чтобы развеять данное заблуждение.

Следует отметить, что использование тонкостенных элементов в уплотнительных соединениях позволяет даже в сложных условиях эксплуатации обеспечить практически равномерное распределение герметизирующего усилия по периметру уплотнительной области, независимо от коробления как золотника, так и седла, снизить требования к точности монтажа и сборки.

При этом следует учитывать, что область рациональных геометрических размеров тонкостенных элементов достаточно узкая. Выход из нее в одну сторону ведет к пластическим деформациям оболочечного элемента и его возможному разрушению, а в другую к потере упругим оболочечным элементом его положительных свойств.

Ключевые слова: функции Крылова, оболочечно-пластинчатое седло, фланцевое уплотнительное соединение, условия совместности деформаций, рациональные геометрические размеры.

Abstract. The use of thin-walled elements "from the standpoint ofpractice" is very promising, since the small width of the contact can provide high contact pressure and high tightness with sealing with minimal effort, specific for metal-polymer seals. Experience in application or use of thin-walled elements shows that currently in the initial design phase, developers are misled considering that changing the geometrical dimensions of seals experimentally may suitable ones, which can be mistaken for the best. In practice, these solutions check shows that the developer does not get "optimal" dimensions and pipe fittings they create is characterized by low resource, large sealing forces, which leads to another misconception that this is a "dead end" path of development of valveindustry. The proposed method of calculation of rational geometric dimensions of a thin-walled shell-plate seat provided in the article, as well as in earlier works, is aimed to dispel this error.

It should be noted that the use of thin-walled elements in sealing compounds allows even under severe operating conditions to ensure substantially uniform distribution of force along the perimeter of the sealing area regardless of the spool and saddle warpage, lower requirements for precision of mounting and assembly.

It should be born in mind that the area of rational geometric dimensions of thin-walled elements is narrow. Leaving it in one direction leads to plastic deformation of the shell element and its eventual destruction, and in the other direction to loss of the elastic element 's positive properties.

Keywords: Krylov function, shell-plate-shaped seat, flange sealing compound, conditions of compatibility of strains, rational geometric dimensions.

Введение

Применение тонкостенных металлических уплотнений в арматуростроении сдерживается отсутствием научно-обоснованных методик расчета их рациональных геометрических размеров. Область рациональных геометрических размеров при заданных условиях эксплуатации для таких соединений достаточно узкая и может привести к потере требуемой герметичности [1, 2]. Основная сложность в разработке методик расчета тонко-

стенных металлических уплотнений, например оболочки, заключается в том, что задача, где при заданном нагружении и допускаемом напряжении требуется рассчитать рациональные геометрические размеры, аналитического решения обычно не имеет, решение ищется путем перебора соответствующих значений параметров оболочки.

К основным положительным свойствам уплотнительных соединений с тонкостенными

элементами по сравнению с другими уплотнениями типа «металл - металл» можно отнести:

- усилие герметизации (без компенсации противодавления) меньше в 5-15 раз;

- равномерное распределение контактного давления по периметру в уплотнительном стыке;

- устойчивость к внешним кинематическим воздействиям (удары, вибрация) из-за наличия позиционного трения в уплотнительном стыке;

- минимальный расход материала для изготовления тонкостенного элемента;

- малые динамические нагрузки при срабатывании (в клапанных уплотнительных соединениях);

- «самопритирка» уплотнительного стыка при каждом срабатывании клапана;

- низкие требования к точности монтажа и сборки изделия.

Использование тонкостенных металлических уплотнений особенно целесообразно еще тогда, когда применение металлополимерных уплотнительных соединений осложнено по условиям эксплуатации (составы рабочих сред, температурные режимы), использование притертых плоских или конических уплотнительных соединений нерационально из-за термоциклирования, так как при этом теряются достигнутые притиркой геометрические параметры уплотнительных поверхностей.

Вопросы снижения динамической нагрузки, которая возникает в клапанных уплотнительных соединениях при посадке золотника клапана на седло, были рассмотрены в предыдущих работах [3-8]. В указанных работах снижение динамической нагрузки на седло клапана заключалось в снижении приведенной жесткости седла с учетом обеспечения его прочности [9-11]. Снижение приведенной жесткости седла наряду с расчетом его рациональных геометрических размеров (толщины) может быть достигнуто и конструктивными методами, например путем выполнения седла обо-лочечно-пластинчатым, как это показано на рис. 1.

Рис. 1. Оболочечно-пластинчатое седло

Во фланцевых соединениях ударное нагру-жение отсутствует и, соответственно, динамическая нагрузка на седло не возникает. Использование оболочечно-пластинчатого седла вместо обо-лочечного во фланцевых уплотнительных соеди-

нениях обусловлено тем, что снижение приведенной жесткости связано не только со снижением динамической нагрузки (при ударном нагружении в клапанах), но и с рациональными геометрическими размерами (толщинами) седла, что позволит выполнить оболочечный элемент более тонкостенным, что, в свою очередь, ведет к снижению требуемого усилия герметизации во фланцевом уплотнительном соединении.

При этом необходимо учесть действие давления рабочей среды на элементы седла [12-14]. В случае фланцевого уплотнительного соединения фланец нагружает седло статически и седло нагружено давлением рабочей среды.

Методика расчета рациональных геометрических размеров оболочечно-пластинчатого седла фланцевого уплотнительного соединения Расчетная схема оболочечно-пластинчатого седла фланцевого уплотнительного соединения показана на рис. 2. В расчетной схеме принимается допущение о приложении нагрузок по срединной поверхности тонкостенных элементов.

Рис. 2. Расчетная схема оболочечно-пластинчатого седла фланцевого уплотнительного соединения (с учетом действия давления рабочей среды): 1 - фланец; 2 - оболочечный элемент; 3 - пластинчатый элемент

Внешние силовые статические параметры, возникающие на верхнем торце оболочечного элемента, определяются из выражений:

d2-9„ 1 d9„ 9

+---L— ^ = qL • (2)

drp r drp

r„

Dr

T =--

1 st

F

; Qst = ■

F

(1)

р " р

Перерезывающая сила определяется из уравнения равновесия пластины и равна:

г, Рр

Qt = Т >° + £ (r; - r; ).

p p

Решение уравнения (2) принимаем в общем

виде:

2лт0 ' st 2rcr0 tg(a + ф) где Tst - интенсивность осевой силы; Qst - интенсивность радиальной силы; ro - радиус образующей оболочечного элемента; F - статическое

усилие во фланцевом уплотнительном соединении; a - половина угла при вершине конуса; ф -угол трения в стыке уплотнительного соединения.

Для определения перерезывающей силы от- где ~ и r - вспомогательные переменные. делим от оболочки пластину и по контуру разделения приложим силы Q , T и изгибающий момент Msp , как показано на рис. 3.

(3)

9; = С1Гр + ^ + №Qpd~ ~dr.

D r

рр

(4)

Граничные условия:

1) по наружному краю пластина жестко заделана, т. е. при Гр = Яр &р = 0 ;

2) по внутреннему радиусу го пластины приложен момент М :

(

Msp = D;

da.

v dr;

9

sp +

Л

p J

(5)

Подставляем выражение силы ^ в (4), при

этом вместо неопределенного интеграла возьмем определенный интеграл:

Рис. 3. Расчетная схема пластины

Дифференциальное уравнение деформирования пластины имеет вид:

\ = C,rp + ^ + 1

r D r J

p p p ;

r fТ-ro + pp (~2 - r2 d f ~ 2?v r

dr. (6)

9sp = Qr +

■ +

d9 sp _c + _Pp_

drp 1 r2p 16Dp

Tr r

ln

2Dp

f

r

p

V rp J

Вычислив интеграл, можно получить значение угла поворота нормали и ее производной:

( „ \\

+ ■

16D„

f 4 4

r — r

p 0 + 4r02rp ln

V

.4

r

r

p

f w

r

o

r

v p JJ

r

o

r

v p JJ

Msp= Dp

С

Ci —^+-Ep-

1 r2 16D

3r2 — 4r2 + + 4r ln

p o r 2 o

v p

f 4

r

3r2 — 4r2 + +4r2 ln

p o r 2 o r

v p V p jj

+ -

Tr

Tr,

2Dp 2Dp

ln

( X\

+ -

Tr,

■ + -

Tr,

2Dp 2Dp

ln

V

Rp j

V

Rp j

+

^C2 , ^Tro

+ ^C1 + —+

2D

ln

V

Rp J

+ -

16D/p

44 r4 — r4

+ 4r;2rp ln

v rp

f Y\

r

r

v p JJ

окончательно запишем:

Г П 2 ( ( \

Msp= CD (1+n)—^ (1—n)+^ lnro

r 4 r

p v v p J

(1 + и)+1

pprp-(3+ц)+ Tro

16

2

1 + ln

r

v Rp J

(1 + K>

.(7)

Уравнение деформирования образующей оболочечного элемента имеет вид:

r„ =r.

p 'o

r

r

p

< w ._4 цТ Рр —- + 4В4 w = + — гБ Б

о о

решение которого ищем в виде:

(*) = А0К0 (в*) + АК (в*) + А2К2 (в*) + А3К3 (в*) + w*; ' (*)=-э(*)=р[-4 ЛК (Р*) + ЛК (Р*) + ЛК (Р*)+ЛК (Р*)];

(*)= ^ = Р2 [-4 ЛК (Р*)-4 Л]К (Р*)+ Л2К0 (Р*) + Лз К (Р*)];

w (*

w (*

(*) = О- = Р3[-4 А0К1{Р*)-4 ЛХК2 (Р*)- 4 А2КЪ (Р*) + Л3К0 (Р*)],

(8)

(9)

где w* =

уТГ0 ) г2

г

ЕК

частное решение.

о У о

Граничные условия для оболочечного элемента принимаем в виде:

* = 0: w "(0)= 0; w '"(о) = О;

(10)

* = I: w '(/) = Э„; w "(/) =

м

д.

Подставляя первые два граничных условия, находим:

О*

А = 0; А = ■

стины находятся в состоянии равномерного растяжения с напряжением а =- [20].

Нр

С учетом обобщенного закона Гука

в = а(1 -ц).

Е

а г = гг =

Ор (Яр - Го)

ЕН„

(1 - ц). (13)

Условие совместности То (/) = Т (г ) = Т использовано при задании нагрузки на торце обо-

(11)

лочки:

Б0Р3 "

Условия совместности деформаций в месте сопряжения пластинчатого и оболочечного элементов седла

Условия совместности деформаций пластинчатого и оболочечного элементов в месте разделения:

мю (/) = Мр (Го); О„ (I) = Ор (Го);

р Р (12) w(/) = АГр(Го); 3„(/) = 3„(Го). ( )

Относительно третьего условия совместности деформаций следует отметить, что перемещение пластины АГр (г0 ) возникает вследствие растяжения ее силами О™, при этом все точки пла-

Т = -

2пг

■; О =

2%Го (а + ф)

(14)

Первое условие совместности деформаций в месте сопряжения оболочечного и пластинчатого элементов для фланцевого уплотнительного соединения запишем в виде:

( п \

БоВ2

- 4 Л К 2 (Р/)-4 А К 3 рК1 (Р/)

ЯР

= С1 Бр (1 + ц)-^ (1 -ц)-^+^ Г 4 2

( ( ^ Г

1 + 1п Г

, К у

(1+ц)

Объединяя второе и третье условие совместности деформаций для фланцевого уплотни-тельного соединения, получим:

А0К0(Р/)+лК(Р/)+О-К3(р/)-Грр -^К = %-Г-)(1 -ц)

Б0В V р Го ) ЕК ЕК

( О \

хБоР3 -4АК(Р/)-4АхК2(р/)+О3К0(Р/) V Бор у

Четвертое условие совместности деформаций запишем в виде:

( ГЛ \ ^.2 >

( О

Р -4А0К3(р/) + А-1К0(р/)+О3К2(Р/)

V Бор

С ТГ2

= Схга + ^ +

Го 2Бр

1п

V Яр у

X

о

C Rp + 1 p Rp

Pp

4 - r4

16D

R

+ 4r02Rp ln

где

a

- OslKx(ß/)-P-pp^ + TTl

P r2 Tr

rpo , T'o

ß

4

2

1 + ln

V Rp J

(1 + ц)

bi =

К =

e2 =

R - r

K 0 (ß/) + 4Doß Ki (ß/)(1 - ц)

R - r

K (ß/) + 4Doß3K2 (ß/)(1 - ц)

Eh„

Qs,

Doß3

R - r

Doß3 K о (ß/- K 3 (ß/ )

Л

Eh

+

+

^Tro ^ r2

'o J

Eh

f Y\

!o

V Rp JJ

Составив условия совместности деформаций в месте сопряжения пластинчатого и оболочечного элементов, получаем четыре уравнения для нахождения четырех постоянных интегрирования С, С, A и A для фланцевого уплотнительно-го соединения.

Определение постоянных интегрирования

Полученные выражения для фланцевого уплотнительного соединения можно представить в виде системы, состоящей из четырех уравнений:

a A + aiA + щС + a4c2 = e ;

bA + b2A + о+о = e ;

<

di A + d2 A 1 + d3Ci + d4C2 = e3;

0 + 0 + + = e4, ai = —4D0 p2 K2 (p/) ; a2 = —4DoPK (p/) ;

! =— Do (1 + ц) ; a4 = Dp (1 — ц) ;

= -4ßK3 (ß/); d2 = ßKо (ß/); d3 = -ro ;

w„

sp

= C3 -j^spdrp

d 4 =--;

TTl

2D,

ln

V

v Rp J

ßs.

Doß

2 K2 (ß/)

,3 = Rp

14 =

R.

e, =--

16 D,

4 - ro4 2

p o + 4ro2Rp ln

( W

R

v

Rp

V p J J

Постоянные интегрирования для фланцевого уплотнительного соединения определим из:

(15)

Л =

С =

где А =

e2 b2 b3 Ь 4 b1 e2 b3 Ь 4

e3 d2 d d4 d e3 d d4

e4 t2 t3 t4 ■ ■A - ■ e4 t3 t4

А ; A1 = t1 А

a a a4 a a a

b1 b2 e1 e2 b 4 b1 b2 b33 e1 e2

d d e3 d4 d d d e3

t2 e4 t4 ; С = t1 t2 t3 e4

(16)

a,

А

a0

А

a,

a

Ь1 Ь2 Ь3 Ь4

d, d ^ -, d «

t, 1-, t^ t л

1 '■2 '■3 М

После определения постоянных интегрирования вычислим прогиб пластинчатого элемента:

pp< ln(rp )(ppro4 - 16C2Dp )

64D,

Prp -1

16D,

+

ln

+ -

r

V p.

(ppr02rp2 - 2Tr0r2p )

ppro2 + 8QDp - 2Tro + 4Tro ln

8Dr

- + -

f Y\

ro

V Rp JJ

16D,

(17)

Радиальная жесткость оболочечного элемен-

Жесткостная

модель

оболочечно-

та с2 и осевая жесткость пластинчатого элемента пластинчатого седла фланцевого уплотнительного

с3 определяются из выражений:

С2 =

w(o)

Qs,

A + w *

C3 =

2Tst ш0

w„

соединения может быть представлена схематически, как показано на рис. 4.

(18)

e3 =

r

o

1

o

e

a

a

a

a

e

a

a

o

e1 =

p

r

2

o

r

p

Рис. 4. Жесткостная модель оболочечно-пластинчатого седла фланцевого уплотнительного соединения

Приведенная жесткость для оболочечно-пластинчатого седла фланцевого уплотнительного соединения может быть определена из выражения:

С пр

2tgg • tg(a + ф)сз ,tga- tg(g + ф)+ с3

c„

пр \ o

Ограничения:

(ho, hp )

^ min.

^ (y) < ^ • ^ (r

экв.о.max V / — adm ' экв.p.max \ p

(rp

adm '

После определения жесткостей производится определение эквивалентных напряжений по четвертой гипотезе прочности (гипотезе формоизменения).

Приведенная выше аналитическая методика позволяет поставить задачу расчета рациональных геометрических размеров оболочечно-

пластинчатого седла фланцевого уплотнительного соединения.

Целевая функция:

где c - приведенная жесткость оболочечно-

пластинчатого седла; стэквотах(*) - эквивалентные напряжения, возникающие в оболочечном элементе; - эквивалентные напряже-

экв.p. max \ ' ^

ния, возникающие в пластинчатом элементе;

- допускаемое напряжение.

Алгоритм расчета рациональных геометрических размеров оболочечно-пластинчатого седла фланцевого уплотнительного соединения Решение поставленной задачи расчета рациональных геометрических размеров (толщин) обо-лочечно-пластинчатого седла фланцевого уплот-нительного соединения в условиях статического нагружения с учетом действия давления рабочей среды представлено в виде алгоритма на рис. 5-7.

На рис. 5 представлена первая часть алгоритма, где производится расчет жесткостных параметров тонкостенного седла.

В первой части алгоритма задаются исходные данные, давление рабочей среды, определяются функции А.Н. Крылова, вычисляются постоянные интегрирования Аг, Аз, определяются деформационные параметры для оболочечного и пластинчатого элементов тонкостенного седла и др. параметры.

Первая часть алгоритма заканчивается определением жесткостных параметров для пластинчатого и оболочечного элементов тонкостенного седла.

Во второй части алгоритма, представленной на рис. 6, производится прочностной расчет тонкостенного оболочечно-пластинчатого седла.

Рис. 5. Алгоритм определения жесткостных параметров оболочечно-пластинчатого седла

с

Определение напряжений для оболочки и пластины

Для оболочки: о . (!г , Л , х), х.о.тт ' о р '

а (И , Л , л*), с. . (И , Л , х),

х.о.тах' о р ' 1.о.тт о р "

о, (И , А , х). 1.о.тах ' о р

Для пластины: а . (И , Л , /■

г.р.тт' о Р Р

(И , А , г ), о, . (1г , И , г ),

' я л п7 Г.р.ттх о' п р"

г.р.тах о р р

С, (И , ¡1 , Г ).

Г.р.тих о р р

Определение эквивалентных напряжений для

оболочки и (7) пластины

Для оболочки:

а . (И , И , х), с (И , И , лс).

экв.о.тт о р ' экв.о.тах о р '

Для пластины:

5 . (И ,А ,

экв.р.тш о' р р

а . (И , А , г ), о (!г , А , г ). ---------' о' п' п" -¡кв.р.тих о р р

(га)

Рис. 6. Алгоритм определения прочностных параметров оболочечно-пластинчатого седла

Конец

Рис. 7. Алгоритм расчета рациональных геометрических размеров седла

В третьей части алгоритма (рис. 7) производится расчет рациональных геометрических размеров для фланцевого УС с учетом давления рабочей среды.

Перед решением задачи оптимизации (расчета рациональных геометрических размеров седла) можно выполнить построение графиков эквивалентных напряжений, перемещений и др. для

оценки напряженно-деформированного состояния оболочечно-пластинчатого седла.

Построить графики эквивалентных напряжений для пластинчатого и оболочечного элементов можно также для того, чтобы в дальнейшем проверить результаты расчета подпрограмм поиска экстремума функций.

В блоках 8 и 10 (рис. 7) задаются исходные параметры для вычисления подпрограмм (блоки 9 и 11). Эквивалентные напряжения для пластины и оболочки задаются как функции от радиуса r и координаты х соответственно. Это было сделано для того, чтобы подпрограммы в соответствии с заданным шагом производили поиск максимальных напряжений и соответствующих им координаты х (для оболочки) и радиуса r (для пластины).

Выводы

Разработанная инженерная методика расчета рациональных геометрических размеров оболо-чечно-пластинчатого седла фланцевого соединения, обеспечивает минимизацию приведенной жесткости (минимизацию герметизирующего усилия) при условии обеспечения прочности оболо-чечно-пластинчатого седла [15-18].

Рассмотренные в статье методика и алгоритм расчета рациональных геометрических размеров предлагаемого уплотнения позволяют поставить задачу и реализовать её решение с использованием современных универсальных математических пакетов, например в PTC MathCAD.

Результаты расчета могут быть дополнены моделированием с использованием автоматизированных систем расчета и проектирования (MSC visual Nastran for Windows, APM WinMachine и др.), а также экспериментальными исследованиями.

БИБЛИОГРАФИЧЕСКИЙ СПИСОК

1. Долотов А.М., Огар П.М., Чегодаев Д.Е. Основы теории и проектирования уплотнений пнев-могидроарматуры летательных аппаратов. М. : Изд-во МАИ, 2000. 296 с.

2. Уплотнения и уплотнительная техника : справочник / Л.А. Кондаков и др. М. : Машиностроение, 1994. 448 с.

3. Долотов А.М., Белоголов Ю.И. Оболочка как элемент уплотнения // Трубопроводная арматура и оборудование. 2014.№ 2. С. 94-97.

4. Долотов А.М., Белоголов Ю.И. Алгоритм расчета рациональных геометрических размеров оболочечно-пластинчатого седла клапана без учета давления рабочей среды // Системы. Методы. Технологии. 2013. № 3 (19). С. 39-46.

5. Долотов А.М., Белоголов Ю.И. Оптимизация конструкции седла клапана // Проблемы транспорта Восточной Сибири : сб. тр. Третьей Все-рос. науч.-практ. конф. студентов, аспирантов и молодых ученых электромеханического ф-та. Иркутск, 2012. Ч. 2. С. 128-134.

6. Долотов А.М., Белоголов Ю.И. Определение жесткостных характеристик оболочечно-пластинчатого седла клапана // Трубопроводный транспорт: теория и практика. М. : ВНИИСТ, 2013. № 3 (37). С. 32-37.

7. Долотов А.М., Белоголов Ю.И. Определение перемещений в оболочечно-пластинчатом седле клапана // Системы. Методы. Технологии. 2013. № 2 (18). С. 22-28.

8. Герасимов С.В., Долотов А.М., Белоголов Ю.И. Математическая модель динамического нагру-жения двухседельного клапана // Труды Брат. гос. ун-та. Сер.: Естественные и инженерные науки. 2012. Т. 1. С. 126-129.

9. Долотов А.М., Белоголов Ю.И. Оптимизация геометрических параметров тонкостенного седла клапана пониженной жесткости // Проблемы механики современных машин : материалы V междунар. конф. Улан-Удэ : Изд-во ВСГУТУ, 2012. Т. 2. 272 с.

10. Долотов А.М., Белоголов Ю.И. Совершенствование конструкции клапана с тонкостенным уплотнительным элементом // Безопасность регионов - основа устойчивого развития : Третья междунар. науч.-практ. конф. Иркутск, 2012. 243 с.

11. Долотов А.М., Белоголов Ю.И. Математическая модель оболочечного седла пониженной жесткости // Решетневские чтения : материалы XVI Междунар. науч. конф., посвящ. памяти генерального конструктора ракетно-космических систем акад. М.Ф. Решетнева. Красноярск, 2012. Т.1. № 16. С. 235-236 с.

12. Долотов А.М., Белоголов Ю.И. Проектный расчет оболочечно-пластинчатого седла фланцевого уплотнительного соединения // Системы. Методы. Технологии. 2013. № 4 (20). С. 44-50.

13. Герасимов С.В., Долотов А.М., Саакян К.Г. Расчет седла уплотнительного соединения, нагруженного затвором и давлением герметизируемой среды // Механики XXI веку : сб. докл. XI Всерос. науч.-техн. конф. с междунар. участ. Братск, 2012. № 11. С. 106-111.

14. Долотов А.М., Пронькина С.А., Герасимов С.В., Белоголов Ю.И. Перспективная конструкция фланцевого уплотнительного соединения с оболочечным элементом // Тр. Брат. гос. ун-та : Сер. : Естественные и инженерные науки - развитию регионов Сибири. Братск : Изд-во БрГУ, 2011. Т.2. С. 85-87.

15. Белоголов Ю.И. Совершенствование конструкций уплотнительных соединений с тонкостенными элементами (упругой кромкой) : дис. ... канд. техн. наук. Иркутск, 2013. 178 с.

16. Белоголов Ю.И. Совершенствование конструкций уплотнительных соединений с тонкостенными элементами (упругой кромкой) : автореф. дис. ... канд. техн. наук. Братск, 2013. 23 с.

17. Белоголов Ю.И. Совершенствование конструкций уплотнительных соединений с тонкостенными элементами (упругой кромкой) // Тр. Брат. гос. ун-та: Сер.: Естественные и инженерные науки - развитию регионов Сибири. 2013. Т.1. С.194-196.

18. Долотов А.М. Уплотнительные соединения с использованием тонкостенных элементов / А.М. Долотов, В.Е. Гозбенко, Ю.И. Белоголов. Иркутск, 2011. Деп. в ВИНИТИ 22.11.2011, № 508-В2011.

УДК 621.7 Гречнева Мария Васильевна,

к. т. н., доцент кафедры машиностроительных технологий и материалов, Иркутский национальный исследовательский технический университет, тел. +7 (3952) 40-52-47, e-mail: mgrech@irk.ru

АНАЛИЗ РЕЗУЛЬТАТОВ РАБОТ В ОБЛАСТИ ПЛАЗМЕННОГО ПОВЕРХНОСТНОГО

УПРОЧНЕНИЯ СТАЛЕЙ И СПЛАВОВ В РФ

M. V. Grechneva

ANALYSIS OF THE RESULTS OF WORK IN THE FIELD OF PLASMA SURFACE HARDENING OF STEELS AND ALLOYS IN RUSSIA

Аннотация. Проведен анализ работ в области плазменного поверхностного упрочнения металлов и сплавов, выполненных в России различными авторами. Подробно рассмотрены основные направления исследований и полученные результаты на основе анализа работ различных авторов. Представлены сравнительные характеристики различных способов поверхностного упрочнения: лазерный, электронный луч, плазменная дуга. Проведен анализ практических технологий плазменного упрочнения, внедренных в различные сферы промышленности. Намечены перспективные направления в области повышения износостойкости.

Ключевые слова: плазма, поверхностное упрочнение, плазменная закалка, аустенит, износостойкость, система «колесо - рельс», установка плазменной закалки.

Abstract. The analysis of scientific papers in the field ofplasma surface hardening of metals and alloys written in Russia by various authors is carried. Main directions of research and the results obtained on the basis of analysis of works of various authors are discussed in detail. Comparative characteristics of different methods of surface hardening: laser, electron beam, plasma arc - are presented. The analysis of the practical plasma hardening technology introduced in various industries is performed. Perspective directions in the field of increasing wear resistance are proposed.

Keywords: plasma, surface hardening, plasma hardening, austenite, wear resistance, wheel-rail system, installation of plasma hardening.

Введение

Развитие науки и техники в XXI веке связано не только с получением новых материалов и технологий, но и с решением актуальных вопросов промышленного производства и сохранения ресурсов. Эти вопросы возможно решить с помощью увеличения срока службы материалов, из которых изготовлены детали машин и инструментов. Традиционные технологии термической и химико-термической обработки деталей машин и инстру-

ментов предназначены для объёмной обработки поверхности и не позволяют выполнять локальную обработку быстро изнашиваемых участков [1]. Современные технологии поверхностного упрочнения металлов и сплавов, с использованием концентрированных потоков энергии (КПЭ) лазерный луч [2-5], электронный луч [6], плазменная дуга [7, 8], характеризуются высокими скоростями нагрева и охлаждения, кратковременностью и локальностью воздействия на металл. Основной