CC BY
69
Раздел 1. Наземные транспортные средства, энергетические установки и двигатели. ЗИП. Сошедшиеся значения отвечают оптимальной стратегии управления запасами выбранных объектов. Экономия составила около 12% в обоих примерах.
Рисунок 4 — Графики изменения уровня запасов гаек М5 для производства машин
специального назначения
Литература
1. Рыжиков, Ю.И. Теория очередей и управления запасами / Ю.И. Рыжиков. - СПб. : Питер, 2001. - 384 с.
2. Радионов А.Р., Радионов Р.А. Нормирование и управление производственными запасами и оборотными средствами предприятия. Москва, ЗАО « Издательство «Экономика» 2005. - 614 с.
3. Антипенко В. С. Задачи управления запасами со случайным спросом и случайным временем задержки. Ж. «Автоматика и телемеханика», Москва - № 7,1974.
Снижение термических напряжений в пластинчатом теплообменнике на
нестационарных режимах работы
Исхаков В.С., д.т.н. проф. Меркулов В.И., Сугоняев М.В.
ОАО НПО «Наука», МГТУ «МАМИ» mv.sugonyaev@gmail.com 8-916-456-82-91
Аннотация. В статье рассмотрено решение прочностных проблем пластинчатого воздухо-воздушного теплообменника, применяемого в системах кондиционирования воздуха кабин летательных аппаратов, на нестационарных режимах работы. Предложена схема конструктивной доработки изделия, проведены расчеты в упругой и упругопластической постановках, приведены выводы и доказаны преимущества предлагаемой конструкции теплообменника.
Ключевые слова: термические напряжения, пластинчатые воздухо-воздушные теплообменники, нестационарные режимы работы.
Опыт эксплуатации пластинчатого воздухо-воздушного теплообменника показывает
Раздел 1. Наземные транспортные средства, энергетические установки и двигатели. появление в его матрице трещин и, соответственно, наличия проблем с прочностью на переходных режимах работы. Основной причиной растрескивания теплообменника является значительная температурная неравномерность между его корпусом и матрицей и отсутствие в конструкции теплообменника компенсации термических расширений.
Существует множество режимов работы системы кондиционирования и, соответственно, рассматриваемого теплообменника. Один из наиболее напряженных для теплообменника является режим пуска с температурами горячего и холодного (продувочного) воздуха плюс 2100С и минус 400С соответственно. Выбор режима предопределяется максимальной разностью температур. Этот режим и был взят в качестве рассматриваемого расчетного режима для моделирования течения теплоносителей в теплообменнике на режиме запуска системы кондиционирования.
В качестве предложений по решению существующей проблемы предлагается усовершенствованная модель теплообменника с заблокированными крайними каналами течения горячего теплоносителя (рисунок 1).
Все расчеты проводились в конечно-элементном программном комплексе ЛйБуБ во временном интервале 0-25 сек.
\ Заблокированный капэп
Рисунок 1 - Слева - расчетная модель матрицы теплообменника с блокированными крайними каналами течения горячего теплоносителя
Рисунок 2 - Расчетная модель теплообменника
В модель расчета температурных полей входит теплообменник с входным и выходным коллекторами (рисунок 2), а в модель расчета термонапряжений - матрица теплообменника
двух видов - исходной модели теплообменника и предложенной к рассмотрению. Первоначально расчеты напряжений проводились в упругой постановке. Модуль упругости и коэффициент температурного расширения материала теплообменника в расчетах принимались равными: Е=7-1010 Па и а=1.96-10-5 1/К
В результате решения поставленной задачи были получены картины температурного состояния и распределение напряжений в матрице в интервале 0-25сек с шагом 2,5 сек.
По данным проанализированного расчета был построен график поведения максимальных эквивалентных напряжений в матрице теплообменника в зависимости от времени прогрева матрицы (рисунок 3).
К
й «
И
Время, сек
Рисунок 3 - График зависимости значений максимальных эквивалентных напряжений в матрице теплообменника от текущего времени испытаний
Как видно из графика, с течением времени напряжения существенно растут и достигают максимума через 15-20сек от начала запуска. В это же время температурное поле теплообменника (матрицы и корпуса) практически достигает стационарного при работе системы.
Для дальнейшего анализа и наглядного изображения полученных результатов выбираем временную точку Юсек.
и № о 140
Рисунок 4 - Распределение температур в теплообменнике исходной конструкции через
10 сек после начала моделирования
Раздел 1. Наземные транспортные средства, энергетические установки и двигатели. На рисунках 4-7 представлено сравнение температурных полей и распределение эквивалентных напряжений в существующей конструкции теплообменника с конструкцией с заблокированными каналами.
^Максимальные напряжения
. с » вд н*+
о.сэд ■] 1гио
Рисунок 5 - Эквивалентные напряжения в теплообменнике исходной конструкции
через 10 сек после начала моделирования
Рисунок 6 - Распределение температур в теплообменнике новой конструкции через 10 сек после начала моделирования
Рисунок 7 - Эквивалентные напряжения в теплообменнике новой конструкции через
10 сек после начала моделирования
Местами максимальных напряжений во всех случаях являются концы ближайших к боковым стенкам корпуса брусков. Объясняется это имеющейся существенной разностью средних температур уже прогретых брусков и холодных боковин корпуса на переходных режимах, а также конструкцией теплообменника, в которой не предусмотрена компенсация термических расширений.
По мере отдаления от боковых стенок корпуса уменьшается его жесткость (на рисунке 8 хорошо видно увеличение прогибов по оси У средней части корпуса) и, соответственно,
снижаются напряжения в матрице.
STEP=1 SUE =1 TIME—1
UY (ÀVG)
RSYS-0
DMI'I =.004136 SMN =-.003398 SMX =.677E-03
L
1=
H
Lid
Ы
Mil
-.003393 ' -.002493 ' '-.001537 ' '-.682E-03 ' .224E-03
-.002945 -.00204 -.001134 -.229E-03 .677E-03
CFX->ANSYS 3D THERMAL TRANSFER CDB FILE: Har 07 2010 08:18:44
Рисунок 8 - Деформации в теплообменнике исходной конструкции по оси Y через 10 сек после начала моделирования
В результате принятого решения о блокировании крайних каналов горячего теплоносителя - ближайшие к боковинам бруски, при их блокировании, имеют низкую температуру, т.к. в них нет расхода горячего воздуха. Как следствие - снижен эффект большой разности средних температур брусков и боковин корпуса, описанный выше.
Снижение напряжений по сравнению с существующей конструкцией теплообменника 6615 А составляет 14% (максимальные напряжения - 541 и 627 МПа соответственно).
Блокировка двух каналов течения горячего теплоносителя приводит к небольшому увеличению гидравлического сопротивления, по результатам решения оно составляет 2,57 кПа (против 1,52 кПа - в исходной конструкции) при допустимом максимальном значении 15 кПа (данные из технических условий). Однако вести речь о реальном значении гидравлического сопротивления теплообменника невозможно ввиду упрощения расчетной модели матрицы (отсутствуют гофрированные пластины). Но видно, что блокирование каналов приводит лишь к незначительному приросту гидравлического сопротивления.
Опыт решения подобных прочностных задач, учитывающих температурные поля и поля напряжений, показывает, что учет пластических деформаций значительно усложняет задачу, но, в то же время, позволяет реалистичнее смоделировать задачу в среде ЛиБуБ и, соответственно, получить качественно более точные численные результаты из-за более точно смоделированного поведения материала матрицы.
Для отработки методики решения была построена экспериментальная упрощенная модель воздухо-воздушного теплообменника, содержащая все типовые элементы.
Рисунок 9 - Экспериментальная модель теплообменника воздухо-воздушного для
отработки применения методики расчета
При проведении последующих расчетов данные по поведению материала в термонапряженном состоянии брались в соответствии с кривой деформирования сплава АМц-М.
80
гз
С
О
0 0.075 0.1 0.15 0.2 0.3
Рисунок 10 - Кривая деформирования сплава АМц-М
В модель расчета температурных полей и термонапряжений входила матрица теплообменника. Экспериментальные расчеты проводились в стационарном режиме работы теплообменника. Начальный модуль упругости и коэффициент температурного расширения материала теплообменника в расчетах принимались равными:
Е=7-10 Па
и а= 1.96-10 1/К
Расчет упругопластической задачи проводится по тем же зависимостям, что и упругой. Основная разница в расчетах в том, что при расчете упругой задачи величина модуля упругости Е известна до начала расчета (зависит от материала и температуры) и не меняется по его ходу (задача решается в области действия закона Гука). В случае пластических деформаций - модуль упругости зависит еще от относительной деформации 8, которая перед расчетом остается неизвестной, поэтому решение упругопластической задачи производится методом последовательных приближений (итераций), используя кривую деформации материала (рисунок 12).
Рисунок 11 - Экспериментальная модель теплообменника после задания граничных
условий задачи
Рисунок 12 - Итерационное решение упругопластической задачи
Полученные при первом приближении и начальном заданном модуле упругости Е1 значения напряжения о1 подставляются в кривую деформирования, проецированием получаем точку на кривой деформирования и проводим прямую через точку начала координат и полученную точку, второе приближение считается по тем же зависимостям исходя из условия: Е=1§ (В2). Расчет ведется до тех пор, пока относительная погрешность последующего расчета не примет удовлетворительные значения (3-5% в зависимости от целей расчета).
Описанный метод расчета - метод переменных параметров упругости.
По результатам сравнительного анализа двух решений экспериментальной задачи (в упругой и упругопластической постановке) при одинаковых входных данных можно сделать следующие заключения: результирующие максимальные эквивалентные напряжения в задаче с упругопластической постановкой снижены на 29% (92МПа и 64 МПа соответственно) и значительно более близки к реальным значениям напряжений в матрице.
Последним этапом задачи является применение отработанной методики решения задач в упругопластической постановке на предложенной модели теплообменника воздухо-воздушного. Расчеты проводились в конечно-элементном программном комплексе Ansys.
В результате расчета получаем поля напряжений матрицы теплообменника.
Снижение максимальных эквивалентных напряжений в задаче с упругопластической постановкой составляет 26% (427 МПа и 318 МПа, соответственно).
При решении задачи также было установлен факт снижения скоростной неравномерности в матрице теплообменника. Скоростная неравномерность считалась по данной формуле для поперечных сечений каналов течения горячего теплоносителя (V мин=0 ввиду учета пограничного слоя)^= Vср/ V макс
В сечении на выходе из матрицы теплообменника скоростная неравномерность снижена на 3%. Средняя скорость в каналах исходной модели: V ср = 17, 5 м/с, а в предлагаемой модели: V ср = 19, 5 м/с.
Распределение скоростей на выходе из матрицы изображено на рисунках 13-14.
мш
Лгшияма юсима л ьн ых сиоростей
уулосиу Рл* 1
«.ТОГе^ОЮ
О ОООе'ООО | гп »<]]
Рисунок 13 - Поле скоростей на выходе из матрицы в модели с блокированными
каналами
Рисунок 14 - Поле скоростей на выходе из матрицы исходной модели
Выводы
1. Блокировка крайних каналов течения горячего теплоносителя приводит к значительному (26%) снижению температурных напряжений в теплообменнике.
2. Блокировка крайних каналов течения горячего теплоносителя приводит к снижению скоростной неравномерности (3%) в матрице теплообменника.
3. Применение методики расчета в упругопластической постановке позволяет более точно оценивать результаты расчетов.
4. Блокировка крайних каналов целиком подразумевается как некий идеальный случай, и представлялся для демонстрации улучшений характеристик теплообменника. На самом деле, этот метод может быть интерпретирован разными способами, в том числе и частичном перекрытии каналов.
Литература
1. Кейс В.М., Лондон А. Л. Компактные теплообменники. -М.: Государственное Энергетическое Издательство, 1962. -158с.
2. Гусенков А.П., Котов П.И. Длительная и неизотермическая малоцикловая прочность элементов конструкций. -М.: Машиностроение, 1988. -264с.
Системные оценки управляемости колесных машин
д.т.н. проф. Катанаев Н.Т.
МГТУ «МАМИ» (495)223-05-23, доб. 1277
Аннотация. В работе рассматриваются важнейшие проблемы в теории колесных и гусеничных машин, связанные с понятиями управляемость, наблюдаемость и устойчивость транспортных средств. Существуют фундаментальные теоретические исследования в области прямых оценок динамических свойств объекта, однако современный уровень теоретических изысканий требует разработки системного подхода к решению этих проблем, чему и посвящены данные теоретические исследования.
Ключевые слова: управляемость, наблюдаемость, устойчивость, система, интегральные оценки, автомобиль, водитель, гиперматрицы.
Понятия управляемость и устойчивость являются одним из самых обсуждаемых вопросов в теории колесных машин. Часто встречаются работы, в которых в качестве оценок управляемости и устойчивости рассматриваются динамические или статические характеристики «изолированного» движения автомобиля, полученные путем подачи нормированного сигнала на управляющий вход, например, «рывок руля». Здесь следует иметь в виду, что после подачи такого сигнала автомобиль реагирует на него без участия водителя. Сам же сигнал может быть реализован с помощью технического средства.
Нормированный сигнал можно организовать также и в форме гармонических колебаний. В том и другом случаях задается не сама траектория движения автомобиля, а закон изменения положения рулевого колеса в. Объект совершает неуправляемое движение по траектории, зависящей от собственной кинематики и динамики, а также от внешних и внутренних воздействии на объект.
В силу целого ряда технических сложностей в процессе такого рода испытаний в качестве оценочного параметра обычно регистрируется боковое ускорение, да и в математическом описании боковое движение представляется уравнением сил, динамическая составляющая которых определяется как произведение массы на то же боковое ускорение. Относительно траектории объект в этом случае представляет динамическое звено, обладающее аста-тизмом второго порядка. Для получения траектории движения, необходимо уравнение динамики бокового движения автомобиля проинтегрировать дважды и каждый раз мы получим постоянную интегрирования, зависящую от многих факторов. В результате получим действительную траекторию, стремящуюся при I ^ да по экспоненциальному закону к бесконечности.
Таким образом, оценить управляемость «изолированного» автомобиля относительно заданной траектории не представляется возможным. Свойство управляемости приемлемо для автомобиля, замкнутого водителем (либо аналитическим управляющим автоматом). Такая система является замкнутой и представляет собой человеко-машинную систему (ЧМС) «автомобиль-среда-водитель» (АСВ).
Рассмотрим понятия управляемости и наблюдаемости с системных позиций. Исследования человеко-машинной системы АСВ целесообразно начинать с определения самого понятия управляемости и наблюдаемости. Заметим, что существуют классические определения наблюдаемости и управляемости. Предложены они Калманом в 1961 г. [2] и с успехом используются в теории автоматического управления [9]. Под наблюдаемостью системы пони-34 Известия МГТУ «МАМИ» № 1(13), 2012
