close

Вход

Забыли?

вход по аккаунту

?

283.Вестник Брянского государственного технического университета №3 2011

код для вставкиСкачать
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
ВЕСТНИК
БРЯНСКОГО ГОСУДАРСТВЕННОГО
ТЕХНИЧЕСКОГО УНИВЕРСИТЕТА
Научно-технический журнал
Издается с февраля 2004 г.
Периодичность – 4 номера в год
№ 3 (31) 2011
Журнал включён в Перечень ведущих рецензируемых научных журналов и изданий, в которых
должны быть опубликованы основные научные результаты диссертаций на соискание ученых
степеней кандидата и доктора наук
Учредитель – Государственное
образовательное учреждение
высшего профессионального
образования «Брянский
государственный технический
университет»
Редакционная коллегия:
Главный редактор
А.В.Лагерев, д.т.н., проф.
Зам. гл. редактора
С.П.Сазонов, к.т.н., доц.
Отв. секретарь
В.А.Татаринцев, к.т.н., доц.
Члены редколлегии
В.И.Аверченков, д.т.н., проф.
В.Т.Буглаев, д.т.н., проф.
О.А.Горленко, д.т.н., проф.
Д.В.Ерохин, к.э.н., доц.
Б.Г.Кеглин, д.т.н., проф.
В.В.Кобищанов, д.т.н., проф.
В.И.Попков, к.т.н., доц.
А.Ф.Степанищев, д.ф.н., проф.
О.Н.Федонин, д.т.н., проф.
Г.А.Федяева, д.т.н., проф.
Свидетельство о регистрации
Федеральной службы по надзору
за соблюдением законодательства
в сфере массовых коммуникаций
и охране культурного наследия
ПИ № ФС77-21709 от 17. 08. 05
Адрес редакции:
241035, г. Брянск, бульвар
50-летия Октября, 7
тел. (4832) 58-82-77
e-mail: vestnik@tu-bryansk.ru
Подписные индексы каталога
«Пресса России» - 18945- п/г
15621 – годовая
Брянский государственный
технический университет, 2011
СОДЕРЖАНИЕ НОМЕРА
Машиностроение и транспорт
Горленко А.О. Упрочнение поверхностей трения
деталей машин при электромеханической обработке………………………………………………………..
Лагерев И.А., Лагерев А.В. Динамический анализ
трехзвенного гидравлического крана-манипулятора..
Томашевский С.Б. Влияние упругопластических
деформаций на результаты решения контактных задач железнодорожного транспорта………………......
Мишин А.А. Сравнение результатов термоупругого
расчёта сплошного тормозного диска скоростного
вагона и самовентилирующегося диска типа «KnorrBremse» для режима экстренного торможения……...
Лагерев А.В., Лагерев И.А., Говоров В.В. Прочностной анализ коннектора для подводных переходов
магистральных газопроводов…………………………
Жиров П.Д. Расчет статистического распределения
продольных нагрузок, действующих на грузовой вагон, и оценка критериев эффективности с учетом
эксплуатационных факторов………………………….
Случевский А.М., Коршунов В.Я. Прогнозирование допустимого износа токарных резцов при точении деталей типа «вал»…………….............................
Лагерев А.В., Парфенов Н.С. Характеристики
прочности стержней ферменных металлоконструкций кранов типа КБ-572 с дефектами вмятины и язвенной коррозии……………………………………….
4
9
17
24
31
38
43
47
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Вестник Брянского государственного технического университета. 2011. № 3(31)
Липов Р.А., Мирошников В.В. Использование комплексных оценок качества услуг по перевозке пассажиров автомобильным транспортом в деятельности пассажирских автотранспортных предприятий........................................................................
Коршунов В.В., Гурьянов Г.В. Исследование тепловых эффектов экзотермических реакций при термодиффузионном упрочнении деталей сельхозмашин………..
Гуров Р.В. Формирование качества поверхностного слоя при отделочных и отделочно-упрочняющих режимах отделочно-упрочняющей обработки поверхностным
пластическим деформированием…………………………………………………………
Евтух Е.С. Напряженно-деформированное состояние в области контакта колеса и
рельса при наезде колеса на стык………………………………………………………...
Осипов А.В., Голушко А.Н., Бирюков А.В. Результаты экспериментального исследования течения потока в уравнительной камере за регулирующей ступенью…..
Клименко Т.В., Тотай А.В., Казаков В.С. Современные подходы к вопросам
повышения качества продукции и эксплуатационной безопасности энерготехнологических комплексов…………………………………………………………………..
Вычислительная техника
и информационные технологии
Потапов Л.А., Маклаков В.П. Моделирование электромагнитных процессов в
тормозе с массивным ротором……………………………………………………………
Коробко А.В., Прокуров М.Ю. Геометрическое моделирование задач предельного
равновесия пластинок с использованием коэффициента формы………………………
Гулаков К.В. Применение методов нейросетевого моделирования для уменьшения
объемов экспериментальных работ при разработке сварочных материалов………….
Аверченков В.И., Рытов М.Ю., Гайнулин Т.Р., Рудановский М.В. Проектирование политики безопасности информационных технологий на основе методов когнитивного моделирования…………………………………………………………………..
Макаренко К.В., Илюшкин Д.А., Солдатов В.Г. Моделирование процесса детонационного синтеза наноалмазов…………………………………………………………..
Экономика, организация производства и управление
Грачева Н.В. Стратегические средства управления развитием инновационной деятельности в промышленности на рыночной основе……………………………………
Образование
Горленко О.А., Можаева Т.П. Проектирование и оценивание качества дисциплинарного курса, предназначенного для подготовки бакалавров………………………..
Пономарева Н.С. Инновационная инфраструктура технического вуза и дидактическая технология формирования готовности студентов к инновационной инженерной деятельности………………………………………………………………………….
56
61
67
74
80
88
95
102
111
118
125
133
140
147
Abstracts…………………………………………………………………………………...
154
Сведения об авторах……………………………………………………………………..
157
2
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Вестник Брянского государственного технического университета. 2011. № 3(31)
CONTENTS
Mechanical engineering and transport
Gorlenko A.O. Strengthening surfaces of friction of parts of machines at electromechanical processing……………………………………………………………………………….
Lagerev I.A., Lagerev A.V. Dynamic analysis of a hydraulic trimeric cranemanipulator………………………………………………………………………………….
Tomashevskiy S. B. Effect of elasticplastic deformations on the results of the calculation
of contact problems of rail transport………………………………………………………...
Mishin A.A. The comparison of thermoelastic computing results of high-speed car of solid disc brake and of “Knorr-Bremse”-type self-ventilating disc brake for emergency braking…………………………………………………………………………………………...
Lagerev A.V., Lagerev I.A., Govorov V.V. Trunk gas pipeline underwater connector
strength analysis…………………………………………………………………………….
Zhirov P.D. Calculation of statistical distribution of longitudinal loadings, dejstvujushchih on the car, and an estimation of criteria of efficiency with the account and
without operational factors………………………………………………………………….
Sluchevski A.M., Korshunov V.YA. Prediction of the allowable wear level of turning
tools while turning shaft parts………………………………………………………………
Lagerev A.V., Parfyonov N. S. Study to toughness of the steel lattice framework with
defect of the dent and ulcer corrosion………………………………………………………
Lipov R.A., Miroshnokov V.V. The use of the complex quality assessment of services in
transportation of passengers by automobile transport in the passengers’ automobile enterprises activities……………………………………………………………………………...
Korshunov V.V., Guryanov G.V. Investigation of thermal effects exothermic reactions
when thermodiffusion hardening of parts of agricultural machinery. ……………………..
Gurov R. V. Formation of the quality of the surface layer for finishing and decorative
finishing regimes-hardening-hardening treatment of surface plastic deformation………….
Evtukh E.S. Stress-strain state near rail/wheal contact during cut passage………………..
Osipov A.V., Golushko A.N., Biryukov A.V. The experimental results of the flow in the
chamber after governing stage………………………………………………………………
Klimenko T.V., Totai A.V., Kazakov V.S. Contemporary approaches to the questions of
production quality improvement and energotechnological complex functional safety……..
Сomputer engineering and information technology
Potapov L.A., Maklakov V.P. Modelling of the electromagnetic process of the electromagnetic brake with solid rotor……………………………………………………………..
Korobko A.V., Prokurov M.Yu. Geometrical modeling of the problems limit equilibrium of plates using of the form coefficient……………………………………………….
Gulakov K.V. Application of neural network modeling for reduction of experimental
work in the development of welding materials……………………………………………..
Averchenkov V.I., Rytov M.Y., Gaynulin T.R., Rudanovsky M.V. Developing of information technologies security policy based on cognitive modeling methods…………….
Makarenko K.V., Ilyushkin D.A., Soldatov V.G. Modelling of process of detonation
synthesis nanodiamond……………………………………………………………………...
Economics, production organization and management
Gracheva N.V. Strategic control facilities development of innovative activity in the industry on the market basis…………………………………………………………………..
Education
Gorlenko O.A., Mozhaeva T.P. Designing and estimation of quality of the disciplinary
course intended for preparation of bachelors……………………………………………….
Ponomareva N.S. Innovative infrastructure of the technical university and didactic technology of forming of preparedness students to innovative engineering activity……………
Abstracts …………………………………………………………………………………...
3
4
9
17
24
31
38
43
47
56
61
67
74
80
88
95
102
111
118
125
133
140
147
154
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Вестник Брянского государственного технического университета. 2011. № 3(31)
4
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Вестник Брянского государственного технического университета. 2011. № 3(31)
УДК 621.81.004
МАШИНОСТРОЕНИЕ И ТРАНСПОРТ
А.О. Горленко
УПРОЧНЕНИЕ ПОВЕРХНОСТЕЙ ТРЕНИЯ ДЕТАЛЕЙ МАШИН
ПРИ ЭЛЕКТРОМЕХАНИЧЕСКОЙ ОБРАБОТКЕ
Рассмотрены технология, оснастка, управляемый источник питания для электромеханической обработки
поверхностей трения деталей машин с целью повышения их износостойкости.
Ключевые слова: электромеханическая обработка, технология, упрочнение, износостойкость.
Значительная часть рабочих поверхностей деталей машин требует повышения долговечности, лимитированной в большинстве случаев их износостойкостью. Это может
быть реализовано в условиях любого предприятия на универсальных станках, оснащенных специальным управляемым источником питания и соответствующей технологической
оснасткой для электромеханической обработки (ЭМО).
В зависимости от требований к рабочей поверхности детали [1] ее электромеханическая обработка может осуществляться переменным или постоянным током. Причем ЭМО
может быть использована как для упрочнения рабочей поверхности, так и для ее восстановления при ремонте, в том числе с нанесением добавочного износостойкого материала.
Технология электромеханической обработки основана на сочетании термического и
силового воздействий на поверхность обрабатываемой детали, что приводит к изменению
физико-механических и микрогеометрических показателей поверхностного слоя (повышению твердости и прочности, снижению высотных параметров шероховатости и т.д.) и,
как следствие, к повышению эксплуатационных показателей деталей, в частности износостойкости, контактной жесткости и прочности, предела выносливости, теплостойкости,
фреттингостойкости. Эффект упрочнения при ЭМО достигается благодаря тому, что реализуются сверхбыстрые скорости нагрева и охлаждения и достигается высокая степень
измельченности аустенитного зерна, которая обусловливает мелкокристаллические структуры закалки поверхностного слоя, обладающего высокими физико-механическими и эксплуатационными свойствами [2-4].
Технология ЭМО реализуется на специальной установке, представляющей собой
технологический комплекс, состоящий: из универсального станка (применяемого для механической обработки заготовок) с соответствующими инструментами и приспособлениями для закрепления обрабатываемой детали и подвода электрического тока большой
силы и малого напряжения; силового блока для преобразования промышленного электрического тока; блока управления режимами обработки; средств коммутации и подвода смазывающе-охлаждающей технологической среды (СОТС); блока сопряжения с ПЭВМ.
Технологическая оснастка позволяет использовать технологию ЭМО мобильно, в
совокупности с любым универсальным станком, применяемым для механической обработки заготовок. Инструментальная оснастка состоит из двухроликовой головки, закрепляемой в резцедержателе токарно-винторезного станка, и средств коммутации для электромеханической обработки наружных цилиндрических поверхностей.
Для реализации технологии ЭМО разработан управляемый источник питания, позволяющий осуществлять электромеханическую обработку переменным током промышленной частоты и постоянным током.
С помощью данного источника питания можно осуществлять упрочнение и отделочную обработку поверхностей деталей машин, изготовленных из средне-, высокоуглеродистых, легированных сталей и высокопрочного чугуна. Применение переменного тока промышленной частоты (от управляемого источника питания) обеспечивает плавный переход
4
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Вестник Брянского государственного технического университета. 2011. № 3(31)
твердости от поверхности к сердцевине, большую глубину упрочнения (до 2 мм), высокую
микротвердость упрочненного слоя (до 1000 НV), шероховатость поверхности (без отделочной обработки) в пределах Rа = 0,8 – 3,2 мкм. Упрочнение и отделочная обработка при
применении постоянного тока позволяют добиваться высокого качества поверхности, когда не требуется большая глубина упрочнения (до 0,5 мм), а необходимо значительное
уменьшение значений высотных параметров исходной шероховатости (для Rа – в 4 - 10
раз).
Применение данной технологии ЭМО целесообразно для упрочнения и отделочной
обработки рабочих поверхностей широкой номенклатуры деталей, работающих в различных условиях трения и изнашивания: осей, валов и штоков; шеек и галтелей ступенчатых
валов; поверхностей деталей, образованных металлизацией, напылением, нанесением покрытий, наплавкой; сопряжений «вал – подшипник качения», работающих в условиях
фреттинг-коррозии; прокатных валков; деталей, изготовленных из труднообрабатываемых
металлов и сплавов, и др.
Основные технические характеристики установки для ЭМО:
• Диаметр упрочняемой детали, мм
20 – 300
• Форма тока:
а) синусоидальный (с фазовой отсечкой при регулировании)
частотой, Гц
50
б) постоянный
• Диапазон регулирования рабочего тока, кА
0,4 – 4
• Максимальное напряжение рабочего тока, В
(при Imax = 4 кА)
4
• Управление рабочей силой тока – ручное или программное от ПЭВМ
• Стабильность тока (при колебаниях питающей сети ± 10 %)
±5%
• Глубина упрочненного слоя, мм
0,2 – 2,0
• Максимальная потребляемая мощность,кВт
16
• Напряжение питания, В
380 ± 10 %
Управляемый источник питания переменного тока с фазоимпульсным регулированием (с помощью программируемого микропроцессорного блока управления) выполнен в
виде устройства, основными функциональными узлами которого являются силовой питающий трансформатор, тиристорный контактор, блок управления (рисунок).
380
3 8 0 ВВ,, 5500 ГГц
ц
Т и ри сто рн ы й
кон такт ор
С иловой
тран сф о рм ато р
Б лок уп рав лен и я
Рабочий ток
Д атчи к
тока
к ПЭВМ
Рис. Структурно-функциональная схема источника питания
Напряжение питающей сети поступает на тиристорный контактор и блок управления. В зависимости от заданной величины тока блок управления формирует импульсы,
5
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Вестник Брянского государственного технического университета. 2011. № 3(31)
обеспечивающие необходимый угол отпирания тиристоров контактора. Напряжение с выхода контактора поступает на первичную обмотку силового трансформатора. К вторичной
обмотке трансформатора подключается нагрузка. Датчик тока служит для получения сигнала, соответствующего величине выходного тока. Блок управления имеет выход на высший уровень управления (ПЭВМ).
В качестве силового питающего трансформатора применен трансформатор для машин контактной сварки. Силовой трансформатор подключается к клеммам шкафа управления с помощью гибкого кабеля.
Тиристорный контактор имеет открытое исполнение и состоит из двух тиристоров,
включенных встречно-параллельно, элементов управления, а также разъема для подключения регулятора.
Блок управления регулирует выходной ток источника питания путем фазоимпульсного управления углом отпирания тиристоров контактора. Блок управления выполнен на основе регулятора контактной сварки и измеряет действующее значение выходного тока (текущее и среднее значения во время нагревов), а также напряжение питающей сети. На жидкокристаллическом индикаторе высвечивается следующая информация: параметры выполняемой программы; текущее и среднее значения выходного тока;
напряжение питающей сети; позиции технологического цикла; количество циклов.
Конструктивно силовой питающий трансформатор, тиристорный контактор и блок
управления размещаются в металлическом шкафу (шкаф управления). Органы управления,
индикации и отображения информации расположены на двери шкафа. На лицевой панели
шкафа управления расположены: кнопки задания параметров процесса; кнопка «Сброс»;
4-строчный жидкокристаллический индикатор; светодиодные индикаторы «Импульс»,
«Пауза», «Цикл», «Готов», «Авария»; тумблеры управления режимами работы; индикатор
напряжения сети.
Монтаж шкафа управления выполнен с помощью обычных и ленточных жгутов. Кабельные вводы расположены на нижней стенке шкафа. Шкаф управления имеет габаритные размеры 600×400×250 мм, массу 32 кг. Он закреплен вертикально на передвижной
стойке, что позволяет располагать источник питания в непосредственной близости от места выполнения технологического процесса.
Электромеханическая обработка связана в основном с резким повышением твердости и снижением шероховатости обрабатываемой поверхности и в меньшей мере оказывает влияние на другие характеристики. Выбор оптимальных режимов ЭМО представляет
значительный практический интерес и зависит от требуемой степени и глубины упрочнения, шероховатости поверхности, закономерностей контактного нагрева, начальной шероховатости, геометрии инструмента, структуры обрабатываемой заготовки, метода электромеханического упрочнения и т.д.
Влияние режимов электромеханической обработки на микротвердость поверхностного слоя и глубину упрочнения при ЭМО переменным током для различных материалов
представлено в таблице. (скорость обработки υ 0 = 0,02 – 0,08 м/с; давление инструмента р
= 10 – 30 МПа).
Как показали теоретико-экспериментальные исследования, проводимые методами
планирования эксперимента, наибольшее влияние на качество и эксплуатационные показатели поверхностного слоя оказывают такие режимы электромеханического упрочнения,
как сила тока, скорость обкатывания и давление ролика-электрода на обрабатываемую поверхность.
Методами математико-статистического моделирования получены следующие регрессионные зависимости между режимами упрочнения при ЭМО переменным током и
микротвердостью поверхностного слоя, параметром шероховатости Rа:
6
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Вестник Брянского государственного технического университета. 2011. № 3(31)
HV = 0,51 j1, 28 p −0,3 υ00,12 ;
Ra = 1584 j−1p 0, 06 υ 00, 02 .
Таблица
Влияние плотности тока на глубину упрочнения и микротвердость поверхностного
слоя при ЭМО переменным током для различных материалов
Плотность тока j, А/мм2
Материал
400 – 500
600 – 700
750 – 850
900 – 1000
1100 – 1200
h
HV
h
HV
h
HV
h
HV
h
HV
Сталь 45
0,2 –
0,3
360 –
420
0,4 –
0,5
480 –
540
0,5 –
0,6
550 –
660
0,6 –
0,8
680 –
720
0,8 –
0,9
760 –820
Сталь 40ХН
0,2 –
0,4
540 –
600
0,4 –
0,5
620 –
700
0,5 –
0,6
750 –
860
0,6 –
0,8
900 –
1000
-
-
Сталь 65Г
-
-
-
-
1,2 –
1,4
820 –
900
1,5 –
1,7
950 –
1080
1,8 –
2,0
1050 –
1180
Высоко0,4 –
480 –
0,6 –
630 –
0,8 –
770 –
прочный чу0,6
620
0,8
740
0,9
870
гун ВЧ50
Примечание. h – глубина упрочнения, мм; HV – микротвердость.
1,0 –
1,3
860 –
1020
1,4 –
1,6
980 –
1100
Оптимальные режимы электромеханического упрочнения позволяют получить закаленную структуру поверхностного слоя с повышенной износостойкостью, что обусловливается его высокой твердостью, прочностью и мелкозернистой структурой. Сжимающие
остаточные напряжения в поверхностном слое от сил деформирования оказывают благоприятное влияние на различные виды разрушающих нагрузок в совокупности с повышенной пластичностью после ЭМО, что является одной из причин повышения контактной
прочности поверхностного слоя. Кроме того, износостойкость повышается вследствие
образования после ЭМО большей несущей способности профиля, чем после механической
и термической обработки, что уменьшает время приработки; отсутствие прижогов и трещин наряду со снижением числа микронеровностей снижает число микроконцентраторов
напряжения, что вместе с упрочнением поверхностных слоев повышает выносливость деталей на удар. Повышение износостойкости деталей машин, работающих в условиях трения скольжения, возможно также в результате электромеханической обработки при протекании электрического тока по импульсной схеме, благодаря чему на упрочняемой поверхности формируется специфическая текстура, представляющая собой чередование упрочненных и неупрочненных участков.
Методами математико-статистического моделирования получена зависимость между
скоростью изнашивания и режимами упрочнения при ЭМО переменным током (условия
трения:q = 4,0 МПа, υ=0,8 м/с):
J t = 7,16 ⋅10 9 j−3 p −0,39 υ 00,38 .
Как показали проведенные исследования, электромеханическую обработку целесообразно применять для упрочнения нетермообработанных средне- и высокоуглеродистых,
легированных сталей, а также высокопрочных чугунов при степени упрочнения поверхностного слоя обработанных деталей U н = 40 – 250 % и глубине упрочнения h н = 0,2 –
2,0 мм. При этом осуществляется плавный переход твердости упрочненного слоя от по7
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Вестник Брянского государственного технического университета. 2011. № 3(31)
верхности к неупрочненной сердцевине детали, что не приводит к его отслоению при динамических нагрузках. Микрогеометрические параметры обработанных деталей:
Ra = 0,2 – 3,2 мкм; Sm = 0,025 – 0,36 мм; tm=50–70%; Wz = 0,4 – 8,0 мкм, Hmax = 6 –
20 мкм.
Электромеханическая обработка благодаря широкому диапазону изменения режимов
и возможности получения высокой твердости упрочненного слоя позволяет получать поверхности с изменением значений комплексного параметра С X, характеризующего качество поверхностного слоя, и коэффициента упрочнения k в следующих пределах:
С X = 0,12 – 0,65; k = 1,4 – 3,5.
Параметр С Х характеризует влияние микрогеометрии и физико-механических
свойств поверхностного слоя [1]:
CХ =
(Ra Wz H max)
1
tm 2 Sm 2 k 3 λ ′
3
1
2
6
,
где Ra, tm, Sm, Wz и Hmax – параметры шероховатости, волнистости и макроотклонений;
k = HV / HVисх – коэффициент упрочнения поверхностного слоя; HV и HV исх – соответственно микротвердость поверхностного слоя после и до обработки; λ′ – коэффициент, учитывающий влияние остаточных напряжений.
Мелкозернистая структура закаленного слоя при ЭМО обладает высокой износостойкостью. Для поверхностей, работающих в условиях давлений q = 1,6 – 4,0 МПа и скоростей скольжения υ = 0,6 – 1,1 м/с при граничной смазке, интенсивность изнашивания
достигает J h = (0,6 –2,0)10-10.
Учитывая специфику управления режимами в процессе ЭМО (электронная система
управления), можно сделать вывод о том, что данный метод обладает большими возможностями в автоматизации управления режимами обработки при реализации системы
управления в цифровом виде с подключением к персональной ЭВМ.
Разработанный управляемый источник питания обеспечивает улучшенные показатели ЭМО, к которым в основном относятся: электробезопасность; материало- и энергоемкость; мобильность и удобство эксплуатации; диапазон регулирования режимов обработки (плотности тока, скорости обработки, давлений инструмента); выходные параметры
процесса ЭМО (параметры микрогеометрии поверхности детали, физико-механические
свойства, глубина упрочнения и др.).
Применение электромеханической обработки для упрочнения поверхностей трения
возможно на машиностроительных предприятиях в качестве высокоэффективного способа
обеспечения и повышения эксплуатационных показателей деталей машин на стадии их
изготовления.
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1. Инженерия поверхности деталей / А.Г. Суслов, В.Ф. Безъязычный, Ю.В. Панфилов, С.Г. Бишутин, И.В.
Говоров, А.О. Горленко [и др.]; под ред. А.Г. Суслова.- М.: Машиностроение, 2008.- 320с.
2. Горленко, А.О. Электромеханические методы обработки /А.О. Горленко//Машиностроение. Т.III-3. Технология изготовления деталей машин: энциклопедия /А.М. Дальский, А.Г. Суслов, Ю.Ф. Назаров [и др.];
под общ. ред. А.Г. Суслова.- М.: Машиностроение, 2000.- С.356-361.
3. Суслов, А.Г. Электромеханическая обработка / А.Г. Суслов, А.О. Горленко// Справочник технолога - машиностроителя: в 2 т. /под ред. А.М. Дальского, А.Г. Косиловой, Р.К. Мещерякова, А.Г. Суслова.- 5-е
изд., перераб. и доп.- М.: Машиностроение, 2001.- Т.2.- С.553-562.
4. Горленко, А.О. Обеспечение износостойкости поверхностей трения путем управляемого технологического воздействия /А.О.Горленко, В.П. Матлахов // Вестн. БГТУ.- 2007.- №2. - С.10-15.
Материал поступил в редколлегию 18.05.11.
8
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Вестник Брянского государственного технического университета. 2011. № 3(31)
УДК 621.86
И.А. Лагерев, А.В. Лагерев
ДИНАМИЧЕСКИЙ АНАЛИЗ ТРЕХЗВЕННОГО
ГИДРАВЛИЧЕСКОГО КРАНА-МАНИПУЛЯТОРА
Разработана методика динамического анализа крана-манипулятора машины для сварки трубопроводов с
учетом особенностей его эксплуатации. Выполнен анализ нагруженности крана-манипулятора машины
АСТ-4-А.
Ключевые слова: кран-манипулятор, машина для сварки трубопроводов, динамический анализ, анализ нагруженности.
Объектом исследования является трехзвенный гидравлический кран-манипулятор,
аналогичный установленному на самоходной энергетической машине для сварки магистральных трубопроводов АСТ-4-А [1; 2]. Его кинематическая схема приведена на рис. 1.
Рис. 1. Кинематическая схема трехзвенного крана-манипулятора:
1 – рукоять; 2 – стрела; 3 – поворотная колонна
Предлагаемая схема содержит семь степеней свободы qi : углы ориентации звеньев крана-манипулятора (рукояти – q1 , стрелы – q2 , поворотной колонны – q3 ), перемещение базового шасси в горизонтальном ( q4 ) и вертикальном ( q5 ) направлении, углы наклона поворотной
колонны относительно вертикальной оси в продольной ( q6 ) и поперечной ( q7 ) плоскостях.
9
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Вестник Брянского государственного технического университета. 2011. № 3(31)
Рассмотрим принципы построения уравнений движения звеньев стрелы кранаманипулятора на примере рукояти. Расчетная схема ее движения показана на рис. 2.
а)
б)
Рис. 2. Расчетная схема движения рукояти: а – начальное положение; б – конечное положение
Вычисляем максимальный ход штока верхнего гидроцилиндра ∆x1max , который определяется разностью длин отрезка ac при расположении рукояти в крайних положениях:
∆x1max = l ac ,н − l ac ,к .
Длина отрезка ac : при начальном положении рукояти (при q1 =0) –
2
2
lac , н = l Aa
+ l Ac
− 2l Aal Ac cos(∠aн Ac) ,
при конечном (при q1 = ∆q1 )
2
2
+ l Ac
+ 2l Aa l Ac sin( q1н + ∆q1 + Θ + arctg (lbc / l Ab )) .
l ac ,к = l Aa
Строим зависимость x1 = f (q1 ) , связывающую смещение штока гидроцилиндра ГЦ1
с углом поворота рукояти:
x1 = l ac ,н − l ac (q1 )
или
2
2
+ l Ac
+ 2l Aa l Ac sin( q1н + Θ + arctg (lbc / l Ab )) −
x1 (q1 ) = l Aa
2
2
− l Aa
+ l Ac
+ 2l Aa l Ac sin( q1 + q1н + Θ + arctg (lbc / l Ab )) .
Зависимость между линейной скоростью смещения штока гидроцилиндра ГЦ1 и угловой скоростью поворота рукояти имеет вид
dx (q )
x1 (q1 , q1 ) = 1 1
dτ
или
l Aa l Ac cos(q1 + q1н + Θ + arctg (lbc / l Ab ))
(1)
q1 .
x1 (q1 , q1 ) = −
2
2
l Aa + l Ac + 2l Aa l Ac sin( q1 + q1н + Θ + arctg (lbc / l Ab ))
Зависимость между ускорением смещения штока гидроцилиндра ГЦ1 и угловым ускорением поворота рукояти выражается соотношением
x1 (q1 , q1 , q1 ) = I 2 (q1 )2 − I1q1
или
l Aa l Ac
x1 (q1 , q1 , q1 ) = (q1 )2
×
3
2
2
+ l Ac
+ 2l Aa l Ac sin( q1 + q1н + Θ + arctg (lbc / l Ab ))
l Aa
(
(
)
)
2
2
(2)
×  l Aa
+ l Ac
+ 2l Aa l Ac sin( q1 + q1н + Θ + arctg (lbc / l Ab )) sin( q1 + q1н + Θ + arctg (lbc / l Ab )) −

l Aa l Ac cos(q1 + q1н + Θ + arctg (lbc / l Ab ))
− l Aa l Ac cos 2 (q1 + q1н + Θ + arctg (lbc / l Ab )) −
q1 .
2
2
+ l Ac
+ 2l Aa l Ac sin( q1 + q1н + Θ + arctg (lbc / l Ab ))
l Aa
2
]
10
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Вестник Брянского государственного технического университета. 2011. № 3(31)
Уравнение движения поршня гидроцилиндра ГЦ1 в условиях действия на него системы движущих сил Fдв и сил сопротивления Fсопр имеет вид
Mx1 = Fдв − Fсопр
при следующих начальных условиях: x1 (τ = 0) = x10 (0 ≤ x10 ≤ ∆x1 ) ; x1 (τ = 0) = 0 .
Движущаяся масса
M = m1 + mпр ,1 .
Здесь m1 – масса движущихся частей собственно гидроцилиндра ГЦ1; mпр ,1 – приведенная
масса движущихся частей крана (груза и рукояти), составляющая
2
 q 
l 2 + l 2 + 2l l sin( q1 + q1н + Θ + arctg (lbc / l Ab ))
,
mпр ,1 = J1 A  1  = J1 A Aa 2Ac 2 Aa 2Ac
l Aal Ac cos (q1 + q1н + Θ + arctg (lbc / l Ab ))
 x1 
где J1 A – момент инерции рукояти относительно оси поворота – шарнира А.
Движущая сила гидроцилиндра ГЦ1 с односторонним штоком [3; 4] составляет
Fдв =
π
[(D
4
2
1
)
]
− d ш2 1 pmax,1 − D12 pmin,1 ,
где pmax,1 , pmin,1 – давления в рабочей и холостой полостях гидроцилиндра.
Сила сопротивления движению поршня гидроцилиндра с учетом сил трения Fтр
Fтр + Fнагр = (1 + k тр ) Fнагр .
При вычислении сил сопротивления приведенное к оси штока гидроцилиндра ГЦ1
усилие нагрузки Fнагр = U A складывается из всех нагрузок, действующих при повороте
рукояти. В их число входят: сосредоточенный вес груза G ; сосредоточенная горизонтальная ветровая нагрузка W ; сосредоточенная тангенциальная инерционная сила при ускоренном поворотном движении груза TG ; сосредоточенная центробежная инерционная сила
при поворотном движении груза FG ; сосредоточенный вес i -й диафрагмы Gдi ; сосредоточенный вес гидроцилиндра ГЦ1 Gгц1 ; сосредоточенная тангенциальная инерционная сила
от i -й диафрагмы при ускоренном поворотном движении рукояти Tдi ; сосредоточенная
центробежная инерционная сила от i -й диафрагмы при поворотном движении рукояти
Fдi ; распределенная нагрузка от веса металлоконструкции рукояти g1 p ; распределенная
нагрузка от веса металлоконструкции рычага g1′ p ; распределенная тангенциальная инерционная сила от веса металлоконструкции рукояти при ее ускоренном поворотном движении t1 p ; распределенная тангенциальная инерционная сила от веса металлоконструкции
рычага при его ускоренном поворотном движении t1′ p ; распределенная центробежная
инерционная сила от веса металлоконструкции рукояти при ее ускоренном поворотном
движении f1 p ; распределенная центробежная инерционная сила от веса металлоконструкции рычага при его ускоренном поворотном движении f1′p . В результате
UA =
где
1
(I 4 q1 + I 5 ) ,
hГ 1
l Aa
L1
i =iд1

1  2
2
I4 =
GL1 + ρg ∫ A1 (ξ1 )ξ1 dξ1 + ρg ∫ A1′(ξ1 )ξ12 dξ1 + ∑ Gд1iξ д21i  ;


g
i =1
0
0

11
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Вестник Брянского государственного технического университета. 2011. № 3(31)
L1
i =iд1



I 5 = GL1 + ρg ∫ A1 (ξ1 )ξ1dξ1 + ∑ Gд1iξ д1i )  ×


i =1
0


× sin[q1 + q 2 + q1н + q 2 н − q6 cos(q3 + q3н ) − q7 sin(q3 + q3н )] +
 l Aa
Gгц1l Aa 
 sin[q1 + q 2 + q1н + q 2 н − q6 cos(q3 + q3н ) − q7 sin(q3 + q3н ) + Θ] −
+  ρg ∫ A1′ (ξ1 )ξ1dξ1 +


2
 0

− W L1 cos [q1 + q 2 + q1н + q 2 н − q6 cos(q3 + q3н ) − q7 sin( q3 + q3н )]cos(α w − q3 − q3н ) .
С учетом зависимостей для определения действующих нагрузок уравнение движения поршня гидроцилиндра примет вид
(m1 + mпр,1 ) I 2 (q1 )2 − I1q1 = Fдв − 1 + k тр (I 4 q1 + I 5 ) ,
hГ 1
где I µ – интегральные выражения, содержащие указанные действующие нагрузки и геометрические параметры системы.
Окончательно движение поршня гидроцилиндра ГЦ1 определяется решением системы обыкновенных дифференциальных уравнений первого порядка
[
]
dq1

= u1 ;

dτ

1 + k тр 

1
 du1 =
Fдв − (m1 + mпр ,1 )I 2 u12 −
I5 

 dτ 1 + k тр
hГ 1


I 4 − (m1 + mпр ,1 )I1

h
Г1

при начальных условиях
q1 (τ = 0) = q10 (0 ≤ q10 ≤ ∆q1 ) ; u1 (τ = 0) = 0
и ограничениях:
- максимальной скорости поворота с учетом наибольшего возможного расхода рабочей жидкости через гидроцилиндр ГЦ1:

l 2 + l 2 + 2l Aa l Ac sin( q1 + q1н + Θ + arctg (lbc / l Ab )) 4QГвх1
 − Aa Ac
;
l Aa l Ac cos(q1 + q1н + Θ + arctg (lbc / l Ab ))π D12 − d ш2 1


u1 ≤ min 

2
2
вых
− l Aa + l Ac + 2l Aa l Ac sin( q1 + q1н + Θ + arctg (lbc / l Ab )) 4Q Г 1 ;

l Aa l Ac cos(q1 + q1н + Θ + arctg (lbc / l Ab ))πD12
(
)
- максимального ускорения поворота с учетом величины тягового усилия гидроцилиндра ГЦ1 согласно принципу Даламбера:

du1
1F h
≤ (q1 )max =  дв Г 1 − I 5  .

dτ
I 4  1 + k тр

Используя уравнения (1) и (2), определяем скорости и ускорения поворота рукояти
крана-манипулятора, а также значения внутренних силовых факторов. Расчетная схема для
определения внутренних силовых факторов в рукояти приведена на рис. 3.
12
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Вестник Брянского государственного технического университета. 2011. № 3(31)
y
G гц1/2
t1p
ψ
h
a lAa
f1p
g 1p y
1
Г1
UA
SξA
ζ
rд
A
SχA
SζA
i
L1
χ
t1p
q1
SξA
2
SχA
SζA
x1
Tдi
Fдi
G дi
1
f1p
D
W
g 1p
ϕ
z
FG
TG
ξ
G
x
0
Рис. 3. Расчетная схема для определения внутренних силовых факторов в рукояти
Продольная нагрузка в линейной части рукояти в точке А SξA определяется из условия равновесия проекций нагрузок на продольную ось ξ :
SξA = W sin [q1 + q2 + q1н + q2 н − q6 cos(q3 + q3н ) − q7 sin( q3 + q3н )]cos(α w − q3 − q3н ) +
L1
L1




+ FG + G + ∫ g1 p dl cos [q1 + q2 + q1н + q2 н − q6 cos(q3 + q3н ) − q7 sin( q3 + q3н )] + ∫ f1 p dl +


0
0


i =iд
+ ∑ {Fдi + Gдi cos [q1 + q2 + q1н + q2 н − q6 cos(q3 + q3н ) − q7 sin( q3 + q3н )]}.
i =1
Аналогичным образом вычисляются поперечная и поперечная боковая нагрузки в
линейной части рукояти.
Изгибающий момент M ξζ в плоскости ξζ по длине линейной части рукояти
(0 ≤ ξ ≤ L1 ) изменяется в соответствии с зависимостью
M ξζ (ξ ) = TG ( L1 − ξ ) + G ( L1 − ξ ) sin[q1 + q 2 + q1н + q 2 н − q6 cos(q3 + q3н ) − q7 sin( q3 + q3н )] −
− W ( L1 − ξ ) cos [q1 + q 2 + q1н + q 2 н − q6 cos(q3 + q3н ) − q7 sin( q3 + q3н )]cos(α w − q3 − q3н ) +
L1
L1
ξ
ξ
+ ∫ t1 p ldl + sin[q1 + q 2 + q1н + q 2 н − q6 cos(q3 + q3н ) − q7 sin( q3 + q3н )]∫ g1 p ldl +
i =iд
+ ∑ {Tдi (rдi − ξ ) + Gдi (rдi − ξ ) sin[q1 + q 2 + q1н + q 2 н − q6 cos(q3 + q3н ) − q7 sin( q3 + q3н )] }
i =1
и в точке А достигает максимального значения.
Продольная нагрузка в рычаге в точке А Sξ′A определяется из условия равновесия
проекций нагрузок на продольную ось ξ ′ :
Sξ′A = U A
2
2
l Aa
+ l ac2 (q1 ) − l Ac
−
2l Aa l ac (q1 )
l Aa
∫ f ′ dl −
1p
0
 l Aa
Gгц1 
 cos[q1 + q2 + q1н + q2 н − q6 cos(q3 + q3н ) − q7 sin( q3 + q3н ) + Θ].
−  ∫ g1′ p dl +


2
0


13
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Вестник Брянского государственного технического университета. 2011. № 3(31)
Поперечная нагрузка в рычаге в точке А Sζ′A определяется из условия равновесия
проекций нагрузок на поперечную ось ζ ′ :
2

 l 2 + l 2 (q ) − l Ac
Sζ′A = U A sin arccos  Aa ac 1
 2l Aa l ac (q1 )

 Aa
 − ∫ t1 p dl −
 0
l
 l Aa
Gгц1 
 sin[q1 + q2 + q1н + q2 н − q6 cos(q3 + q3н ) − q7 sin( q3 + q3н ) + Θ].
−  ∫ g1′ p dl +


2
0


Поперечная боковая нагрузка в рычаге в точке А S χ′ A определяется из условия рав-
новесия проекций нагрузок на поперечную ось χ :
[
]
 l Aa
Gгц1 
 sin q62 sin 2 (q3 + q3н ) + q72 cos 2 (q3 + q3н ) .
S χ′ A =  ∫ g1′ p dl +


2
0

′ в плоскости ξζ по длине рычага (0 ≤ ξ ≤ l Aa ) изменяется
Изгибающий момент M ξζ
в соответствии с зависимостью
l
2

 l 2 + l 2 (q ) − l Ac
 Aa
′ (ξ ) = U A (l Aa − ξ ) sin arccos  Aa ac 1
 − ∫ t1′ p ldl −
M ξζ
 2l Aa l ac (q1 )  ξ

 l Aa
Gгц1l Aa 
.
− sin[q1 + q2 + q1н + q2 н − q6 cos(q3 + q3н ) − q7 sin( q3 + q3н ) + Θ] ∫ g1′ p ldl +


2
ξ

′ в плоскости ξχ по длине рычага (0 ≤ ξ ≤ l Aa ) изменяется
Изгибающий момент M ξχ
в соответствии с зависимостью
 l Aa
G l 
′ (ξ ) =  ∫ g1′ p ldl + гц1 Aa  sin q62 sin 2 (q3 + q3н ) + q72 cos 2 (q3 + q3н ) .
M ξχ

2 
ξ
Пара сил R A , возникающая в шарнире А вследствие наличия поперечной боковой
нагрузки в точке А, составляет:
R A = (S χA + S χ′ A )/ lшA ,
]
[
где lшA – расстояние между проушинами шарнира А.
Далее вычисляются значения силовых факторов в других элементах стрелы кранаманипулятора (в стреле и поворотной колонне). Они могут быть использованы для уточненного расчета нагруженности крана-манипулятора методом конечных элементов в промышленном программном пакете [5]. При этом рекомендуется использовать модели,
предложенные в [6].
Аналогичным образом построены зависимости для исследования следующих движений стрелы крана-манипулятора: поворота стрелы; поворота поворотной колонны.
Движение крана-манипулятора с грузом (координаты q5 , q6 ) по микронеровностям
подробно исследовано в [5].
Уравнения движения элементов крана-манипулятора численно интегрировались
модифицированным методом Рунге-Кутта, позволяющим учесть ограничения величин
скоростей и ускорений, обусловленные физическими особенностями работы гидропривода. Для этого был разработан специализированный программный комплекс.
На рис. 4 – 9 приведены результаты численного моделирования движения звеньев
крана-манипулятора для следующих расчетных случаев:
- поворота рукояти (q 1 =0…90о) при q 2 =45о, q 3 =const;
- поворота стрелы (q 2 =0…90о) при q 1 =45о, q 3 =const.
14
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Вестник Брянского государственного технического университета. 2011. № 3(31)
а)
б)
Рис. 4. Графики изменения обобщенных координат элементов крана-манипулятора:
а – поворот рукояти; б – поворот стрелы
а)
б)
Рис. 5. Графики изменения скоростей и ускорений при повороте рукояти:
а – скорость; б – ускорение
а)
б)
Рис. 6. Графики изменения скоростей и ускорений при повороте стрелы:
а – скорость; б – ускорение
а)
б)
Рис. 7. Графики изменения глобальных координат точки подвеса груза:
а – поворот рукояти; б – поворот стрелы; 1 – координата х; 2 – координата у
а)
б)
Рис. 8. Графики изменения преодолеваемых гидроцилиндрами усилий:
а – поворот рукояти (ГЦ1); б – поворот стрелы (ГЦ2)
15
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Вестник Брянского государственного технического университета. 2011. № 3(31)
а)
б)
Рис. 9. Графики изменения максимальных напряжений в опасных точках конструкции:
а – поворот рукояти; б – поворот стрелы; 1 – в рукояти (точка А); 2 – в стреле (точка D)
В начальном периоде движения наблюдается переходный процесс длительностью
0,1…0,2 с, в ходе которого резко возрастают скорости, ускорения и преодолеваемые гидроцилиндрами усилия. В первые моменты времени скорость движения резко увеличивается, так как текущий расход рабочей жидкости позволяет поддерживать то движущее усилие на штоке гидроцилиндра, которое он способен развить. В то же время с ростом скорости увеличиваются инерционные нагрузки, что приводит к уменьшению движущего усилия, так как расход рабочей жидкости ограничен величиной подачи насоса. Это приводит
к падению и дальнейшей стабилизации линейной скорости штоков гидроцилиндров на
уровне номинальных значений. Полученные результаты соответствуют данным литературных источников [7; 8].
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1. Лагерев, А.В. Модернизация крана-манипулятора самоходной энергетической машины АСТ-4-А /
А.В. Лагерев, И.А. Лагерев, В.В. Говоров // Вестн. БГТУ. – 2010. – №4. – С. 59-66.
2. Трехзвенный гидравлический кран-манипулятор: пат. 104167 Рос. Федерация : МПК7 В66С23/00 / авторы
и заявители Лагерев И.А., Лагерев А.В.; патентообладатель ГОУ ВПО «БГТУ». – № 2010153018/11;
заявл. 23.12.10; опубл. 10.05.11, Бюл. № 13.
3. Павлов, В.П. Автоматизация проектирования стрелоподъемного гидромеханизма / В.П. Павлов // Подъемно-транспортное дело. – 2008. – №3. – С. 2-4.
4. Лагерев, А.В. Проектирование насосных гидроприводов подъемно-транспортной техники / А.В. Лагерев.
– Брянск: БГТУ, 2006. – 232 с.
5. Лагерев, И.А. Динамическая нагруженность крана-манипулятора машины для сварки трубопроводов при
движении с грузом / И.А. Лагерев // Подъемно-транспортное дело. – 2011. – №8. – С.12-16.
6. Лагерев, И.А. Моделирование напряженно-деформированного состояния крана-манипулятора машины
для сварки трубопроводов / И.А. Лагерев // Изв. высш. учеб. заведений. Машиностроение. – 2011. – №4. –
С. 29-36.
7. Гамынин, Н.С. Гидравлический следящий привод / Н.С. Гамынин, Я.А. Каменир, Б.Л. Коробочкин [и др.];
под ред. В.А. Лещенко. – М.: Машиностроение, 1968. – 564 с.
8. Тарко, Л.М. Переходные процессы в гидравлических механизмах / Л.М. Тарко. – М.: Машиностроение,
1973. – 168 с.
Материал поступил в редколлегию 11.08.11.
16
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Вестник Брянского государственного технического университета. 2011. № 3(31)
17
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Вестник Брянского государственного технического университета. 2011. № 3(31)
18
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Вестник Брянского государственного технического университета. 2011. № 3(31)
УДК 621.787.4: 620.186.4
С.Б. Томашевский
ВЛИЯНИЕ УПРУГОПЛАСТИЧЕСКИХ ДЕФОРМАЦИЙ НА РЕЗУЛЬТАТЫ
РЕШЕНИЯ КОНТАКТНЫХ ЗАДАЧ ЖЕЛЕЗНОДОРОЖНОГО ТРАНСПОРТА
Рассмотрен алгоритм решения контактной задачи с учётом физической нелинейности материалов взаимодействующих тел. Проведено математическое моделирование физических процессов при взаимодействии:
1) колеса и рельса; 2) упрочняющего ролика и оси колёсной пары. Получены данные о размерах и форме
областей контакта, распределении напряжений и деформаций в контактирующих деталях.
Ключевые слова: упругопластические деформации, контактная задача, физическая нелинейность, метод конечных элементов, ось, колесо, рельс, упрочнение.
Контактное взаимодействие возникает в процессе совместной работы сопряжённых
элементов машин и конструкций, при столкновении движущихся объектов с преградой,
упрочнении деталей машин поверхностным пластическим деформированием (ППД), выполнении соответствующих технологических операций формоизменения заготовок и во
многих других случаях. Учёт контактного нагружения деталей необходим при проектировании и производстве надёжных и экономичных машин и конструкций. На железнодорожном транспорте контактное взаимодействие учитывается при расчёте таких объектов,
как колесо, рельс, подшипники качения и скольжения, буксовый узел, тормоза, а также
при расчёте технологических режимов упрочнения деталей (например, осей колёсных пар
и др.) ППД. Поэтому особую актуальность приобретают исследования, направленные на
получение решений указанных контактных задач с необходимой степенью достоверности.
Экспериментальные исследования образцов, вырезанных из осей колёсных пар, подвергнутых упрочнению обкаткой роликами, фиксируют увеличение микротвёрдости подповерхностного слоя металла по сравнению с микротвёрдостью исходного материала. Это
свидетельствует о пластическом деформировании подповерхностного слоя, наличии остаточных напряжений, изменении механических свойств материала оси.
Материалы железнодорожных колёс и рельсов в области контактирования также деформируются упругопластически. Экспериментально установлено, что пластические деформации в рельсе проникают на глубину до 20 мм. Что касается первых циклов перекатывания колеса по рельсу или упрочняющего ролика по детали, когда их материалы ещё
не были пластически деформированы, то необходимо решать задачу качения при упругопластическом деформировании материалов.
Таким образом, упругопластическое поведение материала существенно влияет на
физические процессы в области контакта. Следовательно, одним из направлений уточнения решения контактной задачи является учёт физической нелинейности материалов контактирующих тел.
Исследованиями упругопластического деформирования занимается раздел механики
деформируемых тел – теория пластичности. В настоящее время разработаны различные
теории пластичности, в том числе так называемые технические (простейшие): теория малых упругопластических деформаций и теория течения. Технические теории пластичности базируются на принципах предельных поверхностей и максимального рассеяния механической энергии при пластическом деформировании. В деформационной теории [1]
устанавливается связь между напряжениями и деформациями, поэтому физические уравнения записываются в конечных величинах:
17
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Вестник Брянского государственного технического университета. 2011. № 3(31)
3 εi
(σ ij − δ ijσ 0 ),
2 σi
где σ ij - тензор напряжений; ε ij - тензор деформаций; δ ij - символ Кронекера; σ 0 - сред-
ε ij − δ ij ε 0 =
нее давление в точке; ε 0 - средняя деформация в точке; σ i - интенсивность напряжений;
ε i - интенсивность деформаций; i , j = 1, 2, 3.
Следовательно, при использовании этой теории задачу можно решать как в шаговой,
так и в итерационной постановке. Между тем в теории течения [1] связываются бесконечно малые приращения пластических деформаций и напряжений, поэтому решать задачу с
применением данной теории можно только при шаговом приращении нагрузки:
s


µ
dσ ij = 2G dε ij +
δ ij dε ii − sij kl dε kl  ,
1 − 2µ
S


2  H′
S = σ i2 1 +
,
3  3G 
где dσ ij - приращение тензора напряжений; dε ij - приращение тензора деформаций; sij приращение девиатора напряжений; H ′ - тангенс угла наклона деформационной кривой в
точке, соответствующей σ i ; µ - коэффициент Пуассона; G - модуль упругости второго
рода; i , j , k , l = 1, 2, 3.
Для описания процесса сложного нагружения, а именно такое нагружение происходит при контактном взаимодействии, лучше использовать теорию течения. Но, как свидетельствуют исследования ряда авторов, например И.А. Биргера и Р.Р. Мавлютова [2], если
реализовать процесс решения с использованием деформационной теории в шаговой постановке, то и она вполне пригодна для расчёта сложного нагружения. К тому же процесс
решения задачи с использованием деформационной теории происходит значительно быстрее, чем при использовании теории течения, что особенно заметно при решении контактных задач качения. Поэтому в данной научно-практической работе для моделирования упругопластического поведения материалов применялась теория малых упругопластических деформаций.
Для решения упругопластических задач могут быть использованы различные методы: метод начальных напряжений, метод начальных деформаций, метод НьютонаРафсона, метод переменных параметров упругости и др. Как теория течения, так и теория
малых упругопластических деформаций могут быть реализованы любым из перечисленных методов. При этом среди известных алгоритмов универсального метода не существует – эффективность того или иного метода зависит главным образом от типа и параметров
проявляющейся нелинейности. При выполнении расчётов в данной работе применялся
метод переменных параметров упругости совместно с релаксационным методом решения
контактной задачи [3].
Описанная схема решения была реализована с использованием метода конечных
элементов [4] в виде специализированного программного комплекса ITFEMCP, ориентированного на решение нелинейных задач механики деформируемых тел. С помощью этого
программного комплекса выполнены решения ряда тестовых [5] и прикладных задач. В
рамках данной работы проведены исследования по определению напряжённодеформированного состояния в контакте: 1) железнодорожного колеса и рельса; 2) упрочняющего ролика и оси колёсной пары грузового вагона. Результаты решения обеих задач,
полученные в упругопластической постановке, сопоставлены с соответствующими величинами, рассчитанными в упругой постановке.
18
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Вестник Брянского государственного технического университета. 2011. № 3(31)
Упругопластический контакт колеса вагона и рельса. С помощью довольно совершенной конечноэлементной модели, содержащей 68952 узла и 62500 восьмиузловых
объёмных конечных элементов (рис. 1), смоделирован контакт нового вагонного колеса и
нового рельса R 65.
Размер конечноэлементной схемы в направлении оси X - 60 мм, в направлении оси
Y - 65 мм, в направлении оси Z - 30 мм. Расчётная схема построена с учётом симметрии
относительно плоскости XY, перпендикулярной направлению движения колеса по рельсу
и проходящей через точку первоначального контакта профилей. Модуль упругости и коэффициент Пуассона для колеса и рельса приняты одинаковыми: E = 2 ⋅1011 Па, µ = 0,3 . Ко1
эффициент трения между колесом и рельсом
f mp =0,17. К верхней горизонтальной грани
фрагмента колеса в расчётной схеме прикладывалась равномерно распределенная вертикальная нагрузка. Расчёты выполнены для
трёх вариантов нагрузок, которые могут возникнуть при эксплуатации вагона (125, 220 и
300 кН).
Для решения задачи в упругопластиче2
ской постановке использовались полигональные аппроксимации диаграмм деформироваРис. 1. Конечноэлементная схема для расчёта
ния образцов из бандажной и рельсовой стали,
контакта нового вагонного колеса и нового
полученные автором. Для рельсовой стали порельса R 65: 1 – фрагмент колеса; 2 – фраглигональная аппроксимация действительной
мент рельса
диаграммы растяжения в относительных координатах имеет вид (1а), а для бандажной стали - (1б).
0,415ε + 0,59, если ε = 1,0...1,5;
0,285ε + 0,78, если ε = 1,5...2,0;

0,225ε + 0,90, если ε = 2,0...3,0;

σ = 0,158ε + 0,10, если ε = 3,0...4,0;
(1а)
0,097ε + 0,35, если ε = 4,0...5,0;

0,032ε + 0,67, если ε = 5,0...6,0;

0,093ε + 1,81, если ε = 6,0...7,5;
ε ПЦ = 2,812 ⋅10 −3.
0,364ε + 0,64,
0,195ε + 1,01,

0,238ε + 0,75,

σ = 0,123ε + 1,21,
0,061ε + 1,63,

0,019ε + 2,01,

0,006ε + 2,16,
если
если
если
если
если
если
если
ε
ε
ε
ε
ε
ε
ε
ε ПЦ = 1,723 ⋅10 −3.
19
= 1,0...1,4;
= 1,4...1,8;
= 1,8...3,9;
= 3,9...6,8;
= 6,8...9,0;
= 9,0...12,0;
= 12,0...17,5;
(1б)
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Вестник Брянского государственного технического университета. 2011. № 3(31)
Здесь ε ПЦ - деформация, при которой нарушается прямая пропорциональность между напряжениями ( σ ) и деформациями ( ε ); σ и ε вычисляются по следующим зависимостям: σ =
σ
ε ПЦ E
,ε =
ε
ε ПЦ
.
На рис. 2а показана форма эпюры распределения контактных давлений при нагрузке
220 кН (решение выполнено в упругой постановке). Максимальное контактное давление
составило 1287,21 МПа. Максимальная интенсивность напряжений в рельсе равна
796,12 МПа, а в колесе - 863,2 МПа. При этом отношение максимальной интенсивности
деформаций ε i к деформации начала текучести ε ПЦ для рельса равно 1,23, а для колеса 2,17.
а)
б)
Рис. 2. Эпюры распределения давлений в контакте нового вагонного колеса и нового рельса R 65 при
нагрузке 220 кН: а – для расчёта, выполненного в упругой постановке; б – то же в упругопластической
постановке
Максимальное контактное давление при расчете с учётом упругопластических деформаций меньше, оно составило 1013,13 МПа. Изменилась и форма эпюры распределения контактных давлений. Если при упругом решении она имела форму эллипсоида, то
теперь эпюра приняла вид, представленный на рис. 2б.
Учёт упругопластических деформаций сказался на размере пятна контакта. Пятно
контакта увеличилось как в направлении оси Х, так и в направлении оси Z (на 2 мм в каждом направлении). На рис. 3 приведены эпюры распределения контактных давлений для
различных вариантов внешней нагрузки. На этих графиках видно, что чем больше нагрузка, тем больший эффект приносит учёт упругопластических деформаций в расчёте.
а)
б)
Рис. 3. Эпюры распределения контактных давлений: а - поперёк рельса; б - вдоль рельса (показана
половина эпюры)
20
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Вестник Брянского государственного технического университета. 2011. № 3(31)
Упругопластический расчёт уточнил распределения напряжений и деформаций в области контакта. Максимальные напряжения и деформации, как и при упругом расчёте, залегают на некоторой глубине от поверхности контакта, но их величина уменьшилась.
Максимальная интенсивность напряжений в рельсе теперь равна 666,28 МПа, а в колесе 509,178 МПа. Отношение максимальной интенсивности деформаций ε i к деформации начала текучести ε ПЦ для рельса равно 1,28, а для колеса - 2,96.
Основные результаты решений этой задачи для разных нагрузок сопоставлены в
табл. 1.
Таблица 1
Основные результаты решений задачи о контакте нового вагонного колеса и нового
рельса R 65 для различных вариантов нагрузки
Нагрузка, кН
Тип решения
P, МПа
125
Упругое
Упругопластическое
Упругое
Упругопластическое
Упругое
Упругопластическое
220
300
Колесо
Рельс
ε i / ε ПЦ
1067,80
927,29
σ i , МПа
697,89
463,82
ε i / ε ПЦ
1,76
2,35
σ i , МПа
659,94
595,48
1287,21
1013,13
863,20
509,18
2,17
2,96
796,12
666,28
1,23
1,28
1426,68
1071,87
969,88
555,11
2,44
3,44
878,82
703,70
1,35
1,47
1,02
0,98
Упругопластический контакт упрочняющего ролика и оси грузового вагона.
Для исследования напряжённо-деформированного состояния в контакте упрочняющего ролика и оси вагона использовалась менее пред1
ставительная расчётная модель (рис. 4). Моделировалось взаимодействие ролика диметром
D = 150 мм и профильным радиусом rПР = 19
мм с цилиндрическим участком (шейкой) оси
2 РУ1Ш – 950 (ГОСТ 4835-80) грузового вагона.
Диаметр рассматриваемого цилиндрического
участка оси - 130 мм.
Размер конечноэлементной схемы в направлении оси X - 16,8 мм, в направлении оси
Y - 22,2 мм, в направлении оси Z - 16,8 мм.
Модуль упругости и коэффициент Пуассона
для ролика и оси приняты одинаковыми:
E = 2 ⋅1011 Па, µ = 0,3 . Так как поверхность
Рис. 4. Конечноэлементная схема для расчёта
оси при накатке роликами обильно смачиваетконтакта упрочняющего ролика и оси колёсной пары грузового вагона: 1 – фрагмент рося машинным маслом, то коэффициент трения
лика; 2 – фрагмент оси
между роликом и осью принимался равным 0.
К верхней грани фрагмента ролика в расчётной схеме прикладывалась равномерно распределенная вертикальная нагрузка. Расчёты
выполнены для трёх вариантов нагрузок: 14,72 кН (1,5 т), 19,62 кН (2 т) и 24,53 кН (2,5 т).
Для решения задачи в упругопластической постановке использовалась полигональная аппроксимация действительной диаграммы растяжения:
21
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Вестник Брянского государственного технического университета. 2011. № 3(31)
0,617ε + 0,38,
0,450ε + 0,58,

0,207ε + 0,94,

0,018ε + 1,25,
0,257ε + 0,65,

0,182ε + 0,92,
σ =
0,126ε + 1,17,
0,088ε + 1,39,

0,050ε + 1,69,
0,020ε + 1,99,

−3
8,44 ⋅10 ε + 2,13,
3,29 ⋅10 −3 ε + 2,22,

если ε = 1,0...1,19;
если ε = 1,0...1,46;
если ε = 1,46...1,66;
если ε = 1,66...2,49;
если ε = 2,49...3,49;
если ε = 3,49...4,54;
если ε = 4,54...5,95;
если ε = 5,95...7,61;
если ε = 7,61...10,05;
если ε = 10,05...11,66;
если ε = 11,66...17,05;
если ε > 17,05
ε ПЦ = 1,538 ⋅10 −3.
Здесь ε ПЦ - деформация, при которой нарушается прямая пропорциональность между напряжениями ( σ ) и деформациями ( ε ); σ и ε вычисляются по следующим зависимостям: σ =
σ
ε ПЦ E
,ε =
ε
ε ПЦ
.
Диаграмма получена на образце, вырезанном из оси, забракованной на заводеизготовителе по геометрическим параметрам. Ролики для накатки обычно выполняют из
стали ШХ-15, которая после соответствующей термообработки имеет предел текучести
порядка σ Т = 2400 МПа. Поэтому ролик представлен в расчётной схеме как упругое тело.
Решение контактной задачи взаимодействия ролика и оси демонстрирует ещё большие различия между результатами, получаемыми в упругой и упругопластической постановках. На рис. 5а приведены эпюры распределения контактных давлений вдоль оси Х, а
на рис. 5б - вдоль оси Z.
Максимальные контактные давления, вычисленные в упругой и упругопластической
постановках, отличаются примерно в 2 раза. Так, при нагрузке на ролик 24,53 кН (2,5 т)
максимальное контактное давление в упругом расчёте составляет 4167,96 МПа, а в упругопластическом - 2152,85 МПа. Значительные расхождения можно наблюдать и при рассмотрении напряжённо-деформированного состояния шейки оси (табл. 2).
а)
б)
Рис. 5. Эпюры распределения давлений в контакте упрочняющего ролика и шейки оси:
а – вдоль оси Х; б – вдоль оси Z
22
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Вестник Брянского государственного технического университета. 2011. № 3(31)
Таблица 2
Основные результаты решений задачи о контакте упрочняющего ролика и шейки оси
грузового вагона для различных вариантов нагрузки
Нагрузка,
кН
Тип решения
14,72
Упругое
3750,27
Упругопластическое
Упругое
Упругопластическое
Упругое
Упругопластическое
2101,64
4167,96
2152,85
4546,34
2185,47
19,62
24,53
P, МПа
Ось
Ролик
ε i / ε ПЦ
σ i , МПа
ε i / ε ПЦ
1905,20
5,40
1541,00
0,56
644,07
2185,30
661,36
2432,60
673,95
12,24
6,16
12,31
6,85
17,30
1001,32
1808,60
1070,54
2052,00
1112,38
0,36
0,65
0,39
0,74
0,41
σ i , МПа
Упругопластический расчёт распределений полей напряжений и давлений существенно уточнил результаты, полученные ранее в упругой постановке.
Возможно применение изложенной методики для моделирования процесса качения,
анализа остаточных напряжений, возникающих в подповерхностном слое деталей. Решение контакной задачи качения даст возможность численными методами исследовать и оптимизировать технологии упрочнения деталей поверхностным пластическим деформированием, разрабатывать более экономичные конструкции железнодорожных колёс и рельсов.
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1.
2.
3.
4.
5.
Малинин, Н.Н. Прикладная теория пластичности и ползучести: учеб. для студентов вузов / Н.Н. Малинин. - М.: Машиностроение, 1975. – 400 с.
Мавлютов, Р.Р. Концентрация напряжений в элементах авиационных конструкций / Р.Р. Мавлютов. М.: Наука, 1981. - 141 с.
Сакало, В.И. Контактные задачи железнодорожного транспорта / В.И. Сакало, В.С. Коссов. - М.: Машиностроение, 2004. – 496 с.
Zienkiewicz, O.C. The Finite Element Method. Fifth Edition. V. 2. Solid Mechanics / O.C. Zienkiewicz, R.L.
Taylor. - Butterworth-Heinemann, 2000. - 459 p.
Томашевский, С.Б. Создание трёхмерной конечноэлементной модели процесса упрочнения деталей машин поверхностным пластическим деформированием / С.Б. Томашевский// Вестн. БГТУ. – 2011. – №2. –
С.55-61.
Материал поступил в редколлегию 11.03.11.
23
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Вестник Брянского государственного технического университета. 2011. № 3(31)
УДК 621.81.004.1:624.04
А.А.Мишин
СРАВНЕНИЕ РЕЗУЛЬТАТОВ ТЕРМОУПРУГОГО РАСЧЁТА
СПЛОШНОГО ТОРМОЗНОГО ДИСКА СКОРОСТНОГО ВАГОНА
И САМОВЕНТИЛИРУЮЩЕГОСЯ ДИСКА ТИПА «KNORR-BREMSE»
ДЛЯ РЕЖИМА ЭКСТРЕННОГО ТОРМОЖЕНИЯ
Методом конечных элементов выполнен термоупругий расчёт двух вариантов тормозного диска – сплошного конструкции Тверского вагоностроительного завода и самовентилирующегося типа «Knorr-Bremse» – для
режима экстренного торможения. Проведен сравнительный анализ результатов расчёта.
Ключевые слова: метод конечных элементов, экстренное торможение, термоупругий расчёт, тормозной
диск.
Развитие высокоскоростного пассажирского сообщения предполагает оснащение вагонов эффективными тормозными системами. Применение колодочного торможения ограничивается скоростями движения: для чугунных колодок – 140 км/ч (в связи с падением
коэффициента трения между колодкой и колесом), для композиционных – 160 км/ч (в связи с чувствительностью к внешним условиям) [1]. К тому же нагрев поверхности катания
колеса способствует образованию на ней трещин и влияет на значение коэффициента трения системы «колесо-рельс» [2]. Оптимальная же по ряду параметров скорость составляет
около 350 км/ч [1]. При дисковом торможении нагревание диска ограничивается лишь его
механическими свойствами при максимальной температуре и усталостной долговечностью. Не последнюю роль в достижении допускаемых максимальных значений температуры и напряжений для материала диска играет его конструкция, а именно решения, направленные на повышение интенсивности теплообмена, как внешнего, так и внутреннего.
Тормозной диск, применяемый на тележках Тверского вагоностроительного завода
моделей 68-4075 и 68-4095, представляет собой сплошной диск из стали 20Х13. Наряду с
положительным свойством – высокой коррозионной стойкостью – эта сталь имеет низкую
внутреннюю теплопроводность (λ=26 Вт/(м∙К)), что приводит к появлению повышенных
температур на поверхности трения диска.
Самовентилирующийся чугунный диск немецкой фирмы «Knorr-Bremse» выполнен
как единое целое и состоит из двух щёк, соединенных между собой короткими сплошными стержнями небольшого диаметра в количестве нескольких сотен. Стержни распределены равномерно по площади щёк с сохранением необходимого пространства для прохождения обдувочного воздуха.
На рис.1 приведены конечноэлементные схемы сплошного и самовентилирующегося
дисков. В схемах учтены симметрия дисков относительно трёх плоскостей декартовых координат, симметричность теплового нагружения, а также возможность наложения связей.
При решении температурной задачи использовалась схема, в которую входили фрагмент
оси колёсной пары 1, ступица 2, втулки 3, тормозной диск 5. Термическое сопротивление
в контакте с втулками учтено введением слоя конечных элементов малой толщины 4 с
низким коэффициентом теплопроводности. В решении упругой задачи использовалась
схема только тормозного диска 5. Термоупругая задача решалась для двух вариантов тормозного диска, сплошного и самовентилирующегося, с одинаковыми граничными и начальными условиями:
– движение поезда задаётся как равнозамедленное со скорости 200 км/ч до полной
остановки в течение 80 с, сила нажатия на накладку принимается равной 21 кН, режим
торможения соответствует экстренному;
24
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Вестник Брянского государственного технического университета. 2011. № 3(31)
– мощность торможения вычисляется на основе эпюры контактных давлений между
диском и тормозной накладкой от силы 21 кН и текущего значения скорости при коэффициенте трения 0,25;
– 69% всей мощности торможения подаётся на диск как равномерно распределённая
в окружном направлении величина;
– теплообмен посредством конвекции и излучения осуществляется всеми свободными поверхностями и частью поверхности трения, не находящейся под накладкой;
– в отсекающих плоскостях симметрии накладываются связи в направлениях соответствующих нормалей к ним, тепловые граничные условия в плоскостях выполняются
автоматически;
– температура окружающей среды и начальная температура диска принимается 20˚С.
Выбор для расчёта условий работы тормоза в режиме экстренного торможения обусловлен возникновением максимальных температур и напряжений на этом режиме.
б)
а)
Рис. 1. Конечноэлементные схемы деталей дискового тормоза:
а – вариант со сплошным диском; б – самовентилирующийся диск
Характеристики материалов деталей тормоза приведены в таблице. Для самовентилирующегося диска характеристики материала были выбраны в соответствии со средним
значением коэффициента температуропроводности для ковкого чугуна и чугуна с вермикулярным графитом и близким к верхнему пределу для чугуна с шаровидным графитом
[3].
Расчёты проводились с использованием специально разработанной автором компьютерной программы расчёта [4]. Распределение температур вдоль радиуса для сплошного и
самовентилируюшегося дисков представлено на рис. 2.
Для обоих вариантов диска максимальные значения температуры достигаются на 45й с для узлов, расположенных на поверхности трения на радиусе 220 мм. Для сплошного
диска максимум составляет 426°С, для самовентилирующегося – 311°С (рис. 2). Построенная кривая приведенной тепловой мощности 4 (рис. 2) позволяет проследить некоторое
сходство между распределением температур вдоль радиуса и ею самой, особенно в начальные моменты времени. К концу торможения максимум на графиках температур 3 уже
не приходится на один из максимумов графика мощности 4, а находится между ними.
25
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Вестник Брянского государственного технического университета. 2011. № 3(31)
Характеристики материалов деталей дискового тормоза
Деталь
Материал
Диск
Сталь 20Х13
(сплошной) (ГОСТ 5632-72)
Диск (саЧугун
мовентил.)
Сталь 55С2-3Г
Втулка
(ГОСТ 14959-79)
Сталь ОС
Ступица
(ГОСТ 4728-96)
Сталь ОС
Ось
(ГОСТ 4728-96)
λ,
Вт/(м⋅
К)
Таблица
λ
К-1
кг/м3
с,
Дж/(кг⋅К)
0,26
1,05
7660
461
26
0,74
160
0,267
1,05
7660
500
45
1,18
220
0,26
1,05
7660
490
45
1,2
220
0,26
1,05
7660
490
45
1,2
220
0,26
1,05
7660
490
45
1,2
E,
ГПа
μ
220
α10-5,
ρ,
а)
б)
Рис. 2. Распределение температур вдоль радиуса для сплошного (а)
и самовентилирующегося (б) дисков для моментов времени:
1 – 20 с; 2 – 45 с; 3 – 80 с (4–силовая составляющая приведенной тепловой мощности)
26
ср
10-5,
м2/с
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Вестник Брянского государственного технического университета. 2011. № 3(31)
Сравнение графиков, приведенных на рис. 2, а и 2, б, показывает более низкие абсолютные температуры в самовентилирующемся диске, что благоприятно для работы не
только диска, но и накладок, работающих с ним в паре. В менее нагретый диск будет уходить бóльшая часть тепловой мощности торможения, при этом коэффициент распределения теплового потока повысится для диска и уменьшится для накладок.
Повышение температуры приводит к объёмному расширению материала и появлению температурных напряжений. Можно выделить две характерные области появления
напряжений в тормозном диске: поверхность трения и цилиндрические посадочные поверхности под втулки. На поверхности трения, как в области с максимальными температурами, возникают напряжения сжатия, поэтому распределение эквивалентных напряжений в этой области по радиусу (рис. 3) сходно с распределением температур (рис. 2). Максимум эквивалентных напряжений в области сжатия для двух вариантов тормозного диска
достигается на 20-й с на радиусе 220 мм и для сплошного диска составляет 507 МПа, а для
самовентилирующегося – 261 МПа.
а)
б)
Рис. 3. Распределение вдоль радиуса эквивалентных напряжений в области сжатия
на поверхности трения для сплошного (а) и самовентилирующегося (б) дисков
для моментов времени: 1 – 20 с; 2 – 45 с; 3 – 80 с
В области растягивающих напряжений максимальные эквивалентные напряжения
для обоих вариантов тормозного диска возникают на 45-й с на дуге цилиндрической поверхности посадочного гнезда, находящейся в срединной плоскости симметрии тормозного диска (рис. 4, а, в). Распределения напряжений вдоль образующей посадочной поверхности приведены на рис. 4, б, г. Для сплошного диска максимум составляет 575 МПа, а
для самовентилирующегося – 343 МПа.
27
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Вестник Брянского государственного технического университета. 2011. № 3(31)
Из сопоставления графиков следует, что значительно меньшие эквивалентные напряжения, вызванные растяжением, возникают в случае самовентилирующегося диска.
Вид кривых на рис. 4, г остаётся одинаковым и равномерным по всей образующей с течением времени, что обусловлено удалённостью посадочной поверхности от поверхности
трения в случае самовентилирующегося диска. В случае сплошного диска примыкание
посадочной поверхности к поверхности трения и связанное с этим влияние температуры
поверхности трения снижает растягивающие напряжения, что можно наблюдать на
рис. 4, б, где напряжения с течением времени выравниваются.
По отдельно взятым распределениям температур и напряжений не так очевидна нагруженность областей тормозного диска. Если свести характеристики нагруженности для
узлов в опасной области на одном графике, построенном в координатах «напряжениятемпературы», и наложить на них экспериментально полученные диаграммы зависимости
механических свойств материала от температуры, то можно получить более наглядное
представление о нагруженности в выбранных узлах. На рис. 5 представлены такие графики для сплошного стального и самовентилирующегося чугунного дисков.
а)
б)
в)
г)
Рис. 4. Распределение эквивалентных напряжений в области растяжения:
а – по дуге для сплошного диска; б – по глубине для сплошного диска;
в – по дуге для самовентилирующегося диска; г – по глубине
для самовентилирующегося диска (для моментов времени: 1 – 20 с; 2 – 45 с; 3 – 80 с)
Для сплошного диска, выполненного из коррозионно-стойкой стали 20Х13, имеем
превышение условного предела текучести в точках областей сжатия и растяжения
(рис. 5, а), а также отсутствие какого-либо запаса по отношению к кривой предела прочности [5;6].
28
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Вестник Брянского государственного технического университета. 2011. № 3(31)
Аналогичные кривые для самовентилирующегося диска, наложенные на кривые условного предела текучести и предела прочности для различных типов чугунов, показаны
на рис. 5, б. Кривые для ковкого чугуна и чугуна с вермикулярным графитом (ЧВГ) пересекаются кривыми для узлов таким же образом, как для стали 20Х13 в случае сплошного
диска. Даже если учесть, что предел прочности при сжатии у чугуна в несколько раз превышает предел прочности при растяжении, то всё равно остаётся опасный участок в зоне
растягивающих напряжений 1 (рис. 5, б). Наибольшая несущая способность будет у тормозного диска при применении ферритного чугуна с шаровидным графитом (ЧШГ)
(рис. 5б). Следует отметить, что в расчёте использовались средние для ЧВГ и ковкого чугуна характеристики материала и механических свойств [3]. При использовании специальных чугунов таких типов с повышенными требуемыми характеристиками в условиях
конкретного производства возможно удовлетворение условиям прочности и для ковкого
чугуна, и для чугуна с вермикулярным графитом. Некоторый резерв содержит конструкция самовентилирующегося диска, усилив ступичную часть которого можно снизить уровень напряжений в области растяжения.
а)
б)
Рис. 5. Зависимости эквивалентных напряжений от температуры в узлах в опасных
областях для сплошного (а) и самовентилирующегося (б) дисков: 1–кривая
для узла в области растяжения; 2–кривая для узла в области сжатия;
3, 4, 6, 8 – кривые условного предела текучести для ЧШГ, ЧВГ, ковкого чугуна
и стали 20Х13 соответственно; 5, 7, 9 – кривые предела прочности
для ЧВГ, ковкого чугуна и стали 20Х13 соответственно
29
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Вестник Брянского государственного технического университета. 2011. № 3(31)
В целом следует отметить, что применение самовентилирующегося тормозного диска позволяет снизить уровень температур, а при выполнении его из чугуна и уровень напряжений. Из свойств чугуна можно выделить и лучшую сопротивляемость коррозии по
сравнению со слаболегированными сталями, имеющими такой же коэффициент температуропроводности, и лучшие литейные свойства по сравнению со сталями, что принципиально при изготовлении самовентилирующегося диска.
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1. Старченко,В.Н. Фрикционные материалы на базе углерод-углеродных и углерод-асбестовых волокон для
тормозных устройств / В.Н.Старченко, В.А.Гурин, В.П.Быкадоров, Е.Н.Шапран // Железные дороги мира.–2006.– №2.
2. Жаров,И.А. Температуры на пятнах контакта системы «колодка-колесо-рельс» при торможении экипажа
/ И.А.Жаров, С.Б.Курцев // Вестн. ВНИИЖТ.–2008.–№3.–С. 34–39.
3. Чугун: справ. изд. / под ред. А.Д.Шермана, А.А.Жукова.–М.:Металлургия, 1991.–576 с.
4. Мишин,А.А. Моделирование нестационарных температурных полей с использованием совместных конечноэлементных схем / А.А.Мишин // Вестн. ВГТУ.–2009.–Т. 5.–№10.– С. 54–59.
5. Марочник сталей и сплавов / В.Г.Сорокин, А.В.Волосникова, С.А.Вяткин [и др.]; под общ. ред.
В.Г.Сорокина.–М.: Машиностроение, 1989.–640 с.
6. Марочник сталей и сплавов / А.С.Зубченко, М.М.Колосков, Ю.В.Каширский [и др.]; под общ. ред.
А.С.Зубченко.–2-е изд., доп. и испр.–М.: Машиностроение, 2003.–784 с.
Материал поступил в редколлегию10.06.11.
30
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Вестник Брянского государственного технического университета. 2011. № 3(31)
УДК 621.646
А.В. Лагерев, И.А. Лагерев, В.В. Говоров
ПРОЧНОСТНОЙ АНАЛИЗ КОННЕКТОРА ДЛЯ ПОДВОДНЫХ ПЕРЕХОДОВ
МАГИСТРАЛЬНЫХ ГАЗОПРОВОДОВ
Представлены результаты проверочного расчета на прочность коннектора для подводных переходов магистральных газопроводов диаметром 1020 мм. Разработаны рекомендации по уменьшению напряжений
в наиболее нагруженных зонах конструкции.
Ключевые слова: магистральный газопровод, подводный переход, коннектор, прочностной расчет.
Сегодня на территории Российской Федерации эксплуатируется более 3000
подводных переходов. Практика эксплуатации показывает, что на них происходит
наибольшее количество аварий. В то же время ремонт таких участков сопряжен
с большими трудовыми и материальными затратами. Поэтому актуальными являются
вопросы уменьшения трудоемкости, совершенствования техники и технологии производства ремонтных работ.
Объектом исследования является коннектор для подводных переходов магистральных газопроводов диаметром 1020 мм (рис. 1). Данное изделие разработано
ОАО «Газэнергосервис» (г. Москва).
а)
б)
Рис. 1. Общий вид коннектора:
а – вид сбоку; б – продольный разрез;
1 – цанговый соединитель; 2 – корректирующий сферический фланец
Коннектор состоит из цангового соединителя 1 и корректирующего сферического
фланца 2 (рис. 1 б). Конструкция стягивается высокопрочными шпильками. Цанговый соединитель устанавливается на старую трубу с помощью фрикционной клиновой системы,
что исключает применение сварки в атмосферной камере. Корректирующий фланец
приваривается к новой трубе в заводских условиях и позволяет компенсировать угловой
перекос соединяемых труб до 10о.
Целью научно-исследовательской работы является проверочный расчет на прочность разработанной конструкции коннектора для подводных переходов магистральных
газопроводов диаметром 1020 мм.
Расчетные нагрузки и воздействия приняты по [1] в соответствии с требованиями [2].
При расчете коннектора учтены нагрузки и воздействия, возникающие при сборке,
испытании и эксплуатации.
31
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Вестник Брянского государственного технического университета. 2011. № 3(31)
Были рассмотрены 4 расчетных случая, вызывающие появление наибольших напряжений в элементах конструкции:
I. Приемочные испытания коннектора.
II. Эксплуатация коннектора на трубопроводе при отсутствии перекоса.
III. Эксплуатация коннектора на трубопроводе при максимальном перекосе.
IV. Сборка коннектора (с учетом контактного деформирования).
В табл. 1 приведены сочетания эксплуатационных нагрузок, подлежащих учету для
указанных расчетных случаев [1]. Отсутствующие на дне водоема нагрузки (ветровые,
снеговые и т.д.) в расчете не рассматриваются.
Таблица 1
Перечень эксплуатационных нагрузок для расчета коннектора
Нагрузка
I
Вес тестовой воды
+
Собственный вес узла
+
Предварительное напряжение трубопровода
–
Давление грунта
–
Гидростатическое давление воды
–
Внутреннее давление среды (максимальное)
+
Вес продукта
–
Нагрузка от очистных устройств
–
Воздействие деформаций грунта
–
Выталкивающая сила внешней среды
–
* – после окончания сборки данные нагрузки учитывались.
Расчетный случай
II
III
–
–
+
+
+
+
+
+
+
+
+
+
+
+
+
+
+
+
+
+
IV
–
+
+
–
+
–*
–*
–
–
+
Напряженно-деформированное состояние конструкции моделировалось методом
конечных элементов. При построении конечноэлементных моделей были использованы
объемные десятиузловые конечные элементы в форме тетраэдров (Tet10-Solid), моделирующие поведение трехмерных упругих тел. Задача была решена в объемной постановке.
Из-за наличия в модели разрезных колец применение осесимметричной
постановки задачи недопустимо [3]. Однако заданная конструктивная схема позволяет сократить объем вычислений за счет введения условия симметрии конструкции относительно вертикальной плоскости, проходящей через ось коннектора. При этом корректно учитываются кинематические граничные условия вдоль горизонтальной оси модели.
Конечноэлементная модель построена на основе геометрии, импортированной из
пакета твердотельного моделирования с помощью универсального алгоритма обмена графическими данными. Перед созданием сетки конечных элементов из геометрической модели были исключены объекты, приводящие к усложнению модели, но существенно не
влияющие на результаты расчета: технологические отверстия для установки крепежных
элементов (за исключением основных шпилек), направляющие элементы, фаски и галтели
малого радиуса, недеформируемые элементы.
Ввиду сложной геометрии конструкции невозможно создать равномерную конечноэлементную сетку по всему объему. Перед разбиением задавались размеры и густота сетки конечных элементов. При разбиении отношение линейных размеров конечных элементов поддерживалось близким к 1, так как в этом случае конечноэлементная модель дает
наиболее точные результаты.
Шпильки создают сжимающее усилие, обеспечивающее соединение отдельных элементов коннектора. В осевом направлении они работают только на растяжение. Для учета
этой особенности работы шпилек в сеточную модель введены дополнительные элементы,
преобразующие степени свободы в узлах конечных элементов. Усилия затяжки приложены по крайним кромкам отверстий в корпусах под шпильки.
32
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Вестник Брянского государственного технического университета. 2011. № 3(31)
Созданные конечноэлементные модели проверены на правильность построения с
помощью встроенных в МКЭ-пакет средств. В результате были исключены разрывы сетки
и нарушения геометрии конечных элементов. Вручную были удалены элементы, вызывающие искусственную концентрацию напряжений в областях со сложной геометрией.
Материал конструкции моделировался изотропной средой. Были заданы следующие характеристики материала
[1]:
модуль
упругости
11
E = 2,06 ⋅10 Па; коэффициент Пуассона µ = 0,3; плотность 7850 кг/м3. При
этом не учитывалось контактное взаимодействие элементов коннектора.
Результаты расчета напряженнодеформированного состояния коннектора с использованием линейных модеа)
лей показаны на рис. 2.
б)
в)
Рис. 2. Эквивалентные напряжения в коннекторе (Па):
а – для I расчетного случая; б – для II расчетного случая; в – для III расчетного случая
Для оценки прочности действующие в конструкции эквивалентные напряжения сравнивались с допускаемыми, равными наименьшему значению предела текучести [1]. Для
крепежных элементов принят двукратный запас прочности.
Анализируя результаты расчета (рис. 2), можно сделать вывод, что при расчетных
случаях I – III напряжения в наиболее опасных зонах не превышают допускаемых. Запас
статической прочности равен 2,5–3,5.
Однако линейная постановка задачи не позволяет учесть особенности контактного
взаимодействия отдельных элементов коннектора. В то же время высокие контактные
давления в сферическом фланце и элементах фрикционной клиновой системы могут привести к их смятию и разрушению. Кроме того, линейная постановка задачи не позволяет
изучить процесс сборки изделия, в результате которой в отдельных локальных зонах могут возникнуть пластические деформации. Поэтому были проведены дополнительные
расчеты в нелинейной постановке для III и IV расчетных случаев [4].
Для проведения упругопластического расчета построены диаграммы деформирования используемых материалов. Истинное напряжение в момент окончательного разрушения определялось по эмпирической формуле
S f = σ В [1 + 1,4(ψ f / 100)] ,
где σ В – временное сопротивление материала, МПа; ψ f – относительное сужение.
33
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Вестник Брянского государственного технического университета. 2011. № 3(31)
Трубы, из которых изготовляются газопроводы, имеют широкие допуски на отклонения от номинального диаметра ( 1020 +−32 мм) и цилиндричности (до 1%). Конфигурация
определяется диаметром трубы D и толщиной стенки δ . При наличии овальности
Dmin ≤ D ≤ Dmax . В связи с этим были выполнены расчеты для следующих вариантов конфигурации трубы:
• расчетный случай IVa – D = 1020 мм; δ =21,5 мм;
• расчетный случай IVb – D = 1023 мм; δ =21,5 мм;
• расчетный случай IVc – D = 1018 мм; δ =20,5 мм;
• расчетный случай IVd – D max = 1023 мм; D min = 1018 мм; δ =21,5 мм; наибольший
диаметр ориентирован вертикально;
• расчетный случай IVe – D max = 1023 мм; D min = 1018 мм; δ =21,5 мм; наибольший
диаметр ориентирован горизонтально;
• расчетный случай IVf – D max = 1024,5 мм; D min = 1015,5 мм; δ =21,5 мм; наибольший диаметр ориентирован вертикально;
• расчетный случай IVg – D max = 1024,5 мм; D min = 1015,5 мм; δ =21,5 мм; наибольший диаметр ориентирован горизонтально.
Конечноэлементная модель зажимного узла (рис. 3) состоит из внутреннего и
наружного зажимных колец, участка трубы, корпуса коннектора. На модель наложены
следующие кинематические граничные условия: ограничение перемещения наружного
зажимного кольца вдоль оси коннектора, что соответствует его контакту с опорным
кольцом (рис. 3а); ограничение перемещения и углов поворота для учета симметрии
расчетной схемы (рис. 3б); ограничение перемещений одного края трубы по всем
направлениям (рис. 3в).
а)
б)
Рис. 3. Конечноэлементная модель зажимного узла
в)
Между телами в расчетной схеме было введено контактное взаимодействие и трение
(коэффициент трения стали по стали – 0,15). Для расчетов был выбран тип контакта, при
котором ограничивается перемещение узлов одного тела по нормали к другому телу.
Модель нагружалась в два этапа: на первом моделировалась сборка зажимного узла,
на втором постепенно прикладывались внешние нагрузки согласно табл. 1.
В ходе расчета определялось максимальное обжатие трубы, на которую надевается
зажимной фланец. Под обжатием понимается радиальное смещение поверхности трубы и
внутреннего кольца. Кроме того, определены эквивалентные напряжения и контактные
давления. Так как конструкцией предполагается, что зажимной узел будет работать при
условии возникновения небольших пластических деформаций, то в ходе расчета определялась длина зоны пластичности. Длина зоны пластичности отсчитывается по поверхности старой трубы, на которую надевается зажимной фланец.
34
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Вестник Брянского государственного технического университета. 2011. № 3(31)
Сводные результаты расчета зажимного фланца показаны в табл. 2. Значения параметров определены в характерных зонах по сечению (А, В, С, D) и длине (1, 2) коннектора.
Таким образом, всего выбрано 8 характерных точек.
Для компактности в табл. 2 введены следующие обозначения: Т – труба газопровода, на
которую надевается зажимной фланец; ВК – внутреннее зажимное кольцо; НК – наружное
зажимное кольцо; К – корпус коннектора.
Сводные результаты расчета зажимного фланца
Расчетный
случай
IVa
IVb
IVc
IVd
Эскиз
Параметр
Обжатие, мм
Эквивалентные напряжения Т, МПа
Эквивалентные напряжения ВК, МПа
Эквивалентные напряжения НК, МПа
Контактное давление Т-ВК, МПа
Контактное давление ВК-НК, МПа
Контактное давление НК-К, МПа
Длина зоны пластичности, мм
Сила затяжки, МН
Осевая сила трения, МН
Обжатие, мм
Эквивалентные напряжения Т, МПа
Эквивалентные напряжения ВК, МПа
Эквивалентные напряжения НК, МПа
Контактное давление Т-ВК, МПа
Контактное давление ВК-НК, МПа
Контактное давление НК-К, МПа
Длина зоны пластичности, мм
Сила затяжки, МН
Осевая сила трения, МН
Обжатие, мм
Эквивалентные напряжения Т, МПа
Эквивалентные напряжения ВК, МПа
Эквивалентные напряжения НК, МПа
Контактное давление Т-ВК, МПа
Контактное давление ВК-НК, МПа
Контактное давление НК-К, МПа
Длина зоны пластичности, мм
Сила затяжки, МН
Осевая сила трения, МН
Обжатие, мм
Эквивалентные напряжения Т, МПа
Эквивалентные напряжения ВК, МПа
Эквивалентные напряжения НК, МПа
Контактное давление Т-ВК, МПа
Контактное давление ВК-НК, МПа
Контактное давление НК-К, МПа
Длина зоны пластичности, мм
Сила затяжки, МН
Осевая сила трения, МН
35
Таблица 2
Значение параметра в точке
А1 А2 В1 В2 С1 С2 D1
1,3 1,7 1,5 1,5 1,6 1,6 1,6
344
123 640 100 320 105 105 105
100 580 110 300 145 145 145
320 470 490 490 273 430 273
150 850 400 830 150 470 150
140 320 150 620 120 210 120
300
3
0,76
3,5 3,5 5,1 3,5 3,5 4,0 3,5
371
245 340 680 240 150 410 150
150 140 710 320 150 340 150
100 550 810 340 220 780 220
100 350 920 450 420 400 420
20 150 780 250 550 300 550
480
4,1
1,2
0,4 0,45 0,58 0,5 0,5 0,5 0,5
285
120 480 40 80 120 350 120
100 250 60 120 120 120 120
429 257 410 210 230 210 230
100 200 350 610 100 670 100
70 120 250 170 70 210 70
Пластичность отсутствует
1,6
0,6
3,5 3,5 5,1 3,5 0,5 0,5 0,5
360
245 340 680 240 120 350 120
150 140 710 320 120 120 120
100 550 810 340 230 210 230
100 350 920 450 100 670 100
20 150 780 250 70 210 70
200 – 480
4,18
0,76
D2
1,6
105
145
430
470
210
4,0
410
340
780
400
300
0,5
350
120
210
670
210
0,5
350
120
210
670
210
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Вестник Брянского государственного технического университета. 2011. № 3(31)
Окончание табл. 2
Расчетный
случай
IVe
IVf, IVg
Эскиз
Параметр
Обжатие, мм
Эквивалентные напряжения Т, МПа
Эквивалентные напряжения ВК, МПа
Эквивалентные напряжения НК, МПа
Контактное давление Т-ВК, МПа
Контактное давление ВК-НК, МПа
Контактное давление НК-К, МПа
Длина зоны пластичности, мм
Сила затяжки, МН
Осевая сила трения, МН
Отклонение от цилин- Обжатие, мм
дричности – 0,45% Эквивалентные напряжения Т, МПа
Эквивалентные напряжения ВК, МПа
Эквивалентные напряжения НК, МПа
Контактное давление Т-ВК, МПа
Контактное давление ВК-НК, МПа
Контактное давление НК-К, МПа
Длина зоны пластичности, мм
Сила затяжки, МН
Осевая сила трения, МН
Значение параметра в точке
А1 А2 В1 В2 С1 С2 D1
0,4 0,45 0,58 0,5 3,5 4,0 3,5
360
120 480 40 80 150 410 150
100 250 60 120 150 340 150
429 257 410 210 220 780 220
100 210 350 610 420 400 420
70 120 250 170 550 300 550
200 – 480
4,18
0,76
4
4 5,8 4
1 0,5 1
362
260 380 450 120 49 49 49
120 240 470 130 49 49 49
320 870 990 450 180 200 180
310 410 950 500 60 450 60
150 250 860 200 30 170 30
60 - 420
4,5
0,6
D2
4,0
410
340
780
400
300
0,5
49
49
200
450
170
На основе выполненных конечноэлементных расчетов и анализа конструкции
коннектора для подводных переходов магистральных газопроводов можно сделать
следующие выводы.
1. Наибольший вклад в величину действующих напряжений вносит внутреннее
тестовое давление (11,3 МПа). Влияние прочих внешних нагрузок не превышает 10–15%.
2. Установлено, что наиболее опасными зонами с точки зрения контактной прочности являются зажимные кольца и старая труба газопровода.
3. Максимальное отклонение от цилиндричности, при котором возможно свободное
надевание внутреннего зажимного кольца на трубу перед сборкой коннектора, составляет
порядка 0,45% (4,5 мм). При большем отклонении от цилиндричности при сборке потребуются дополнительные устройства, позволяющие расширить внутреннее кольцо. При
этом необходимо предусмотреть соответствие внутренних диаметров других элементов
фланца (сегментных колец, уплотнений и т.п.).
4. Для большинства рассмотренных конфигураций трубы наблюдается появление
локальных пластических деформаций (длина участка 30-70 мм) в зажимных кольцах и
значительных по площади пластических деформаций (длина участка 300-500 мм) в трубе,
на которую устанавливается зажимной фланец. По величине пластические напряжения
незначительно превышают предел текучести (не более 5%) и гарантированно не превышают предела прочности (запас 1,9–1,95). Однако возможность эксплуатации элементов газопровода при наличии пластических деформаций должна быть согласована с потребителем.
5. При нагружении собранного коннектора внутренним давлением и другими нагрузками действующие пластические напряжения снижаются на 5–10%.
6. По результатам расчетов (табл. 2) можно сделать вывод, что прочность (в том
числе и контактная) основных элементов коннектора обеспечена.
7. Установлено, что при отсутствии овальности наблюдается равномерное обжатие
трубы. Оно составляет от 0,5 до 5 мм при изменении диаметра трубы от 1018 до 1023 мм.
Из-за наличия зазора во внутреннем кольце обжатие неравномерно по длине окружности.
При наличии овальности трубы наблюдается существенная неравномерность обжатия. При
овальности в 0,45% максимальное обжатие составляет 5,8 мм, минимальное – 0,5 мм.
36
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Вестник Брянского государственного технического университета. 2011. № 3(31)
8. Наилучшим является расчетный случай IVc (минимальное значение диаметра
трубы 1018 мм). В данном случае при сборке не появляются пластические деформации.
При этом обеспечиваются обжатие трубы порядка 0,5 мм, осевая сила трения 0,6 МН
(препятствует саморазборке коннектора) и нагрузка на шпильки 1,6 МН (минимальная из
всех рассмотренных расчетных случаев). При выборе этого требования к внешнему
диаметру существующей трубы целесообразно уменьшение внутреннего диаметра
упорной втулки до 1021–1022 мм для усиления свободного конца трубы.
9. Вторая рекомендуемая конфигурация трубы соответствует расчетному случаю
IVa (номинальное значение диаметра трубы 1020 мм). Однако в данном случае при сборке
появляются незначительные пластические деформации на трубе (материал элементов
коннектора работает в упругой зоне). При этом обеспечиваются обжатие трубы порядка
1,3–1,6 мм, осевая сила трения 0,76 МН и нагрузка на шпильки 3,0 МН.
10. Таким образом, производителю рекомендуется установить следующий допуск на
отклонение трубы: 1020 0− 2 мм.
11. При большем отклонении от формы шпильки могут не выдержать усилия сборки (произойдет срез резьбы). В таком случае из условия прочности будет невозможно
обеспечить требуемую величину осевого смещения 49 мм. Поэтому при расширении допуска до 1020 3− 2 мм следует увеличить ширину уплотнительного кольца между зажимным
и корректирующим фланцем на 6–7 мм.
12. Действующая на коннектор осевая сила не должна превышать 0,3–0,4 МН. В
противном случае при некоторых отклонениях трубы от нормальной величины (например,
при диаметре 1018 мм) возможна саморазборка коннектора. Это необходимо учитывать
при проектировании конкретного подводного перехода. При этом следует учитывать как
усилие предварительного напряжения трубопровода, так и нагрузки при строительстве
(например, при протяжке).
13. Перед установкой рекомендуется предварительная подготовка трубы с целью
минимизации отклонения от номинальных размеров. Другой вариант решения этой проблемы – отказ от принятой конструкции зажимного узла. В качестве альтернативы может
служить многолепестковое цанговое соединение.
14. Рекомендуется применить конструкцию зажимного узла, которая предполагала бы
перемещение только наружного зажимного кольца при неподвижном внутреннем. Это позволит сократить воздействие зубьев на старую трубу и уменьшить нагруженность зубьев.
Следует отметить, что представленные результаты получены расчетным путем,
поэтому после испытаний в конструкцию коннектора могут быть внесены дополнительные изменения, а результаты расчета могут быть скорректированы.
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1. Магистральные трубопроводы: СНиП 2.05.06-85.
2. Нагрузки и воздействия: СНиП 2.01.07-85.
3. Рыбников, Е.К. Инженерные расчёты механических конструкций в системе MSC.Patran-Nastran /
Е.К. Рыбников, С.В. Володин, Р.Ю. Соболев. – М.: MacNeal-Schwendler Сorporation, 2003. – 130 с.
4. MARC Analysis Research Corporation Mentat II User’s Guide. – MacNeal-Schwendler Сorporation, 2002. – 452 p.
Материал поступил в редколлегию 22.06.11.
37
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Вестник Брянского государственного технического университета. 2011. № 3(31)
УДК 629.4.028.86
П.Д. Жиров
РАСЧЕТ СТАТИСТИЧЕСКОГО РАСПРЕДЕЛЕНИЯ ПРОДОЛЬНЫХ НАГРУЗОК,
ДЕЙСТВУЮЩИХ НА ГРУЗОВОЙ ВАГОН, И ОЦЕНКА КРИТЕРИЕВ
ЭФФЕКТИВНОСТИ С УЧЕТОМ ЭКСПЛУАТАЦИОННЫХ ФАКТОРОВ
Рассчитано статистическое распределение продольных нагрузок, действующих на грузовой вагон, с учетом
температурного фактора и времени эксплуатации. Оценены критерии эффективности с учетом и без учета
эксплуатационных факторов.
Ключевые слова: поглощающий аппарат, эксплуатационные факторы, статистическое распределение, критерии эффективности, продольные нагрузки, грузовой вагон.
Расчет надежности и долговечности элементов вагона, определение оптимальных
параметров амортизаторов удара и решение ряда других задач требуют знания статистических распределений продольных сил, действующих на подвижной состав через автосцепку. Данный вопрос был исследован в работах [1;2], но влияние таких эксплуатационных факторов, как температура окружающей среды, износ деталей аппарата, не учитывалось.
В ходе математического моделирования регистрировались экстремумы сжимающих
сил. Так как события (различные массы, скорости соударения, температура окружающей
среды и срок эксплуатации поглощающего аппарата) не являются зависимыми, то вероятность возникновения данной ситуации представляет собой произведение вероятностей
возникновения сил для отдельных расчетных ситуаций: p=p1·p2·…·pi. Диапазон сил от 0
до 4,0 МН разбивался на интервалы в 0,8 МН.
В качестве основной расчетной ситуации принято соударение одиночных
x2
x1
вагонов, оборудованных поглощающим
CР
аппаратом ПМКП-110. Соударение двух
вагонов, оснащенных одинаковыми поглощающими аппаратами, аналогично
удару вагона в неподвижный упор, но
m2
m1
скорость при этом вдвое меньше. Вагон
описывается двухмассовой расчетной
схемой, позволяющей разделить упругодиссипативные свойства вагона и его поβР
глощающего аппарата. На рис. 1 представлена двухмассовая модель вагона.
Система дифференциальных уравнений динамического процесса соудареРис. 1. Двухмассовая модель вагона
ния имеет вид
где c p – динамическая жесткость вагона; β p – динамическая вязкость вагона; m1 – масса
поглощающего аппарата; m2 – масса вагона; x1 – перемещение поглощающего аппарата;
– силовая характеристика аппарата.
x 2 – перемещение вагона;
38
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Вестник Брянского государственного технического университета. 2011. № 3(31)
Так как модель упругопластическая, то при силе до 4 МН жесткость вагона равна
1,4·108 Н·м, а при превышении данной силы жесткость вагона падает до 0,5·108 Н·м [3].
Были приняты следующие исходные данные: α = 38 o , β = 15 o , γ = 3o , Θ = 90 o ,
f1 = 0,16 , f 2 = 0,16 , f 4 = 0,4 , f 5 = 0,4 , b = 0,1 с/м, ρ 1 = arctg f 1 = 0,38 рад, ρ 2 = arctg,
f 2 = 0,13 рад, ρ 3 = arctg f 3 = 0,13 рад.
Жесткость корпуса аппарата принималась равной 5·108 Н·м. Коэффициент передачи
при отсутствии трения вычисляется по формуле
i1 = 1,057 .
Приведенная масса автосцепного устройства m 1 принималась равной 2000 кг.
Для эксплуатационных факторов в модель были введены следующие зависимости:
- для температурного фактора:
где
- для фактора износа (времени эксплуатации):
где T – время эксплуатации поглощающего аппарата в годах; 0,105 – начальная затяжка
аппарата, мм.
При расчете статистического распределения продольных сил, действующих на вагон, использованы распределения скоростей, масс и температур [3;4]. Попадание поглощающего аппарата с конкретным сроком эксплуатации считалось равновероятным для
всего срока эксплуатации.
Статистическое распределение масс грузовых вагонов выглядит следующим образом:
Масса, т
Частость
Масса, т
Частость
22,5
0,188
157,0
0,077
25,0
0,040
164,5
0,003
27,5
0,176
176,0
0,019
30,0
0,001
190,0
0,485
51,0
0,004
100,0
0,007
39
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Вестник Брянского государственного технического университета. 2011. № 3(31)
Статистическое распределение скоростей соударения вагонов:
Скорость,
1,06
1,46
1,85
2,24
2,64
3,03
3,42
3,72
4,44
м/с
Частость 0,2448 0,2588 0,2077 0,1396 0,0765 0,0523 0,0047 0,0123 0,0033
Статистическое распределение температуры окружающей среды имеет следующий
вид:
Температура, ºС
Частость
Температура, ºС
Частость
–60
0,0005137
+00
0,6242940
–50
0,0010279
+25
0,2755260
–40
0,0015415
+40
0,0006187
–25
0,0961690
+50
0,0003092
В результате расчета по каждой ситуации фиксировались глобальные экстремумы
сжимающих сил, возникающих при ударе в неподвижный упор, оборудованный поглощающим аппаратом ПМКП-110. Полученное статистическое распределение экстремумов
сил приведено в табл. 1 и на рис. 2.
Таблица 1
Статистическое распределение экстремумов сил сжатия
при маневровых операциях
Интервалы сил, МН
Менее 0,4
0,4-1,2
1,2-2,0
2,0-2,8
2,8-3,6
Свыше 3,6
Модель с учетом эксплуатационных факторов (частость)
0,072000
0,665879
0,177752
0,005166
0,006328
0,072875
0,787
0,9
Модель без учета эксплуатационных
факторов (частость)
0,000000
0,786734
0,156279
0,045547
0,007022
0,004655
0,666
0,8
0,7
0,6
0,5
0
менее 0,4
0,4-1,2
1,2-2,0
2,0-2,8
2,8-3,6
0,005
0,013
0,007
0,006
0,046
0,005
0,000
0,1
0,072
0,2
0,178
0,3
0,156
0,4
более 3,6
Рис. 2. Статистическое распределение экстремумов сжимающих сил, действующих на вагон
при маневровых соударениях:
- с учетом эксплуатационных факторов;
- без учета эксплуатационных факторов
Анализ полученных данных показывает некоторые отклонения от ранее полученного
статистического распределения (без учета эксплуатационных факторов). Это объясняется
следующим:
40
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Вестник Брянского государственного технического университета. 2011. № 3(31)
1. Низкие температуры окружающей среды приводят к увеличению частотности появления повышенных сил (свыше 3,6 МН), что не учитывалось в предыдущих расчетах.
2. Высокие температуры оказывают двоякий эффект: с одной стороны, они снижают
силы (это наблюдается при появлении значения 7,2% для сил менее 0,4 МН) за счет смягчения аппарата, а с другой стороны, при неблагоприятном сочетании факторов (максимальные скорость и масса) приводят к раннему закрытию аппарата и, как следствие, к повышенным значениям нагрузки.
Для сравнения работы и оценки влияния параметров современных амортизаторов
удара на нагруженность вагонов полученные результаты расчета статистического распределения использовались для расчета критериев эффективности [5]: J об (обобщенный
критерий эффективности амортизатора удара грузового вагона), J уст (критерий оценки усталостных повреждений), J пв (критерий оценки условной повреждаемости вагона от единичных перегрузок).
Обобщенный критерий эффективности амортизатора удара грузового вагона определялся по формуле
,
где
зов;
- составляющие обобщенного критерия, относящиеся к различным видам отка- весовой коэффициент.
где п i - число нагружений продольными силами Р i ; m' - параметр кривой усталости.
где п k - число нагружений вагона силой Р k ; Р П - пороговая сила удара, превышение которой приводит к смещению груза;
- единичная функция Хевисайда.
В табл. 2 представлены результаты расчета критериев эффективности с учетом и без
учета эксплуатационных факторов.
Таблица 2
Сравнение критериев эффективности с учетом и без учета
температуры окружающей среды и времени эксплуатации
Учет факторов
Без учета
С учетом
Отличие, %
, усл. ед.
, усл. ед.
, усл. ед.
5855
6767
13,5
5650
6467
12,6
0,2932
0,4290
31,7
Полученные результаты расчета статистического распределения продольных сил,
действующих на грузовой вагон, и оценки критериев эффективности позволяют сделать
следующие выводы:
41
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Вестник Брянского государственного технического университета. 2011. № 3(31)
1. Пересчитанный спектр может быть использован для уточненных оценок нагруженности, сравнительных оценок различных поглощающих аппаратов. При расчете спектра влияние эксплуатационных факторов можно не учитывать.
2. Определены показатели эффективности работы поглощающих аппаратов J об , J уст,
J пв с учетом эксплуатационных факторов. Обобщенный критерий эффективности, рассчитанный по статистическому распределению, отличается от критерия, рассчитанного без
учета эксплуатационных факторов, на 13,5% в сторону увеличения.
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1. Нормы для расчета и проектирования вагонов железных дорог МПС колеи 1520мм (не самоходных).
- М.: ГосНИИВ - ВНИИЖТ, 1996. - 186 с.
2. Гуров, А.М. Оценка влияния параметров современных амортизаторов удара на продольную динамику
поезда: дис.… канд.техн.наук/ А.М. Гуров. – Орел, 2007.– 131с.
3. Болдырев, А.П. Научные основы совершенствования поглощающих аппаратов автосцепки: дис…. д-ра
техн. наук/ А.П. Болдырев. - Брянск, 2006.- 360 с.
4. Транспорт в России. 2009: сб. ст./Росстат.-М., 2009.-Т.65.-198с.
5. Никольский, Л.Н. Метод определения оптимальных параметров амортизаторов удара/ Л.Н. Никольский// Вестник машиностроения. - 1967. - №11.- С. 38 - 42.
Материал поступил в редколлегию 2.09.11.
42
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Вестник Брянского государственного технического университета. 2011. № 3(31)
УДК 621.9.015:62.187
А.М. Случевский, В.Я. Коршунов
ПРОГНОЗИРОВАНИЕ ДОПУСТИМОГО ИЗНОСА ТОКАРНЫХ РЕЗЦОВ
ПРИ ТОЧЕНИИ ДЕТАЛЕЙ ТИПА «ВАЛ»
Представлен разработанный расчетно-аналитический способ прогнозирования износа инструмента по задней поверхности при точении деталей сельскохозяйственных машин.
Ключевые слова: точение, силы резания, допустимый износ, точность обработки, прогнозирование, токарные резцы
Точность машин и механизмов, а также многих других изделий машиностроения является
важнейшей характеристикой их качества. Повышение точности изготовления машин в условиях мелкосерийного производства имеет большое технико-экономическое значение, поскольку
значительная доля выпускаемой продукции приходится на средне- и мелкосерийное производство, которое базируется в основном на использовании станков с программным управлением
(ЧПУ) и многоинструментальной наладкой. В процессе обработки при точении деталей происходит износ резцов по задней площадке, что является одним из важных факторов, влияющих на
точность изготовления деталей, особенно на станках с ЧПУ.
Фактическая погрешность формы детали (Δф), обработанной на каком-либо станке, может быть представлена в общем виде как сумма двух погрешностей: кинетической (Δк), определяемой точностью изготовления и настройки станка, и динамической (Δд), которая зависит от
упругих деформаций технологической системы под действием сил резания [1]:
Δф=Δк + Δд .
Кинетическая погрешность зависит от большого количества разнообразных факторов и, как
правило, определяется экспериментально при осуществлении рабочих движений в условиях
обработки без снятия стружки. Динамическая погрешность составляет примерно 60-90% Δф,
поэтому ее необходимо в первую очередь определять расчетным путем.
В настоящее время для определения фактической погрешности диаметра изделия
Δ ф.д. при обработке на токарном станке (при точении) используют формулу [1]
1
1
1 
,
+
Δ ф.д = 2Pу  +
(1)

J
J
J
д
ин
ст


где Р у – радиальная (нормальная) сила резания, Н; J д , J ин , J ст – жёсткость детали, инструмента и станка (технологической системы),Н/мм.
Жёсткость станка Jст в формуле (1) является величиной постоянной. Использование основных
положений дисциплины «Сопротивление материалов» позволяет достаточно точно устанавливать
степень влияния жёсткости детали (Jд) и инструмента (Jин) на фактическую погрешность обработки.
Для прогнозирования погрешности обработки заготовки в зависимости от времени работы резца с учётом роста ширины площадки износа по задней поверхности h3 и силы резания Р у
предлагается зависимость вида
Δ Р у = К из h 3 ,
(2)
где К из – коэффициент пропорциональности.
Анализ зависимости (2) показал, что она носит эмпирический характер и её применение справедливо для довольно узкого интервала технологических условий обработки.
Результаты многих экспериментальных исследований зависимости нормальной силы резания
Р у от величины износа резцов по задней поверхности hз представлены в виде графиков Р у
=ƒ(hз).
43
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Вестник Брянского государственного технического университета. 2011. № 3(31)
Исходя из изложенного, можно сделать вывод, что в настоящее время расчётноаналитический метод прогнозирования изменения погрешности точения заготовок в зависимости от времени работы инструмента развит в недостаточной степени, что является
актуальной научно-технической проблемой технологии машиностроения.
Для решения данной проблемы необходимо использовать основные положения теории резания, теории подобия и сопромата.
Затупление режущего инструмента в процессе точения заготовки на универсальном
оборудовании и станках с ЧПУ, которые используются при средне- и мелкосерийном производстве, приводит к приращению размера обрабатываемого изделия в связи со значительным возрастанием нормальной силы резания Р у , что вызывает соответствующее увеличение отжатия и погрешности обработки.
Отжатие У з , зависящее от метода установки заготовки на станке, можно определить
по известным формулам сопротивления материалов [1]. Так, при обтачивании гладкого
вала в центрах можно определить величину его прогиба как прогиб балки, свободно лежащей на двух опорах. Наибольший прогиб У з.m вала длиной L будет наблюдаться при
положении резца в середине вала (0,5L).
У з.m =
Р у L3
48EI
,
(3)
где I – момент инерции сечения заготовки (для вала I=0,05D4); Е – модуль упругости.
Аналогичные формулы получены и для других схем базирования.
Максимальный прогиб заготовки У з.m должен быть меньше или равен половине допуска на заданный размер, т.е. допустимому прогибу У з.д :
У з.m ≤ У з.д ≤ допуск/2.
Для повышения точности расчёта погрешности деталей при точении необходимо
учитывать две основные силы резания: тангенциальную Pz и нормальную (радиальную)
Py , по которым и определяется изгибающая (равнодействующая) сила резания Р изг = R p :
Р изг = Pz2 + Py2 .
(4)
Допустимая сила Р изг. д (Р у.д ), которая формирует допустимую погрешность обработки заготовки в процессе резания, определяется по формуле (3).
Согласно основным положениям механики процесса резания, тангенциальная (P z ) и
радиальная (P y ) силы будут соответственно равны
P z =R z +F з ,
P y =R y +N з .
(5)
Тангенциальная (Rz) и радиальная (Ry) составляющие силы стружкообразования, согласно
основным положениям теории резания и теории подобия, определяются соотношениями [2]
 1
R z = S0a1b1 1 +  ,
 B

1
R y = S0a1b1  − 1 ,
B 
(6)
где B = tgβ1 – величина, характеризующая степень пластической деформации металла
снимаемого припуска и поверхностного слоя обрабатываемой детали; β1 – угол наклона
плоскости сдвига (угол сдвига); S 0 – предел прочности на сдвиг; a 1 , b 1 –соответственно
длина и ширина среза.
Для определения угла сдвига β1 получено эмпирическое соотношение
β 1 = 111,62HV00,376 Vp0,144 δ −1,0 ,
где HV o – твёрдость материала заготовки; V p – скорость резания; δ – угол резания.
Сила трения F з и нормальная сила N з на задней поверхности инструмента определяются по формулам
N з =σ т h 3 b 1 ,
F з =μN з ,
44
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Вестник Брянского государственного технического университета. 2011. № 3(31)
где μ – коэффициент трения; σ т – физический предел текучести; b1 – ширина среза; h3 – ширина
площадки износа по задней поверхности.
Подставляя в уравнение (4) развёрнутые зависимости (5), получим соотношение для расчёта изгибающей (равнодействующей) силы резания в зависимости от величины площадки износа по задней поверхности:
2
2

 

1

1 
Р изг = S0 a 1b1 1 +  + μN з  + S0 a1b1  − 1 + σ T h 3b1  .
(7)
 B
B 

 

Анализ зависимости (7) показал, что силы резания P z , P y и Р изг повышаются с увеличением износа резца по задней поверхности h З .
Ниже представлена формула для прогнозирования допустимого износа резцов по
задней поверхности в зависимости от заданной точности обработки при базировании в патроне гладкого вала, поддерживаемого задним центром, с использованием формул (6):
h 3.d.


1
65У 3.d.EJ − L3 So ∗a1b1  − 1
 B  .

=
3
L σ Т b1
Аналогичные зависимости получены и для других схем базирования.
Для проверки полученных теоретических зависимостей на базе инструментальной лаборатории Брянской ГСХА были проведены экспериментальные исследования. Образцы-валики из сталей 45 и 40Х твердостью HB 180 с размерами D = 30 мм, l = 165 мм обрабатывались резцом из
твердого сплава Т15К6 на следующих режимах: t = 0,5 мм, Sпр = 0,26 мм/об, n = 1320 мин-1, Vр =
175 м/мин (без СОТС).
Износ резцов по задней поверхности замерялся через каждые 5 мин с помощью инструментального микроскопа ИМЦЛ 150х50А. Точение проводилось в течение 20 мин. Мощность
резания W p замерялась ваттметром Д-365. Критериями точности были приняты бочкообразность, овальность, конусность. Они определялись микрометром с ценой деления 0,001мм по
известным методикам. Результаты исследований (рис. 1-4)выявили взаимосвязь износа инструмента и точности обработки деталей.
300
500
450
1
400
2
200
Ру, Рz, Ри, Н
Ру, Рz, Ризг , Н
250
150
100
3
1
350
2
300
250
200
3
150
50
0,1
0,2
100
hз, мм
0,02
0,05
0,07
hз, мм
Рис.2. Зависимость сил резания от величины износа резца по задней поверхности h3 при точении
в 3- кулачковом патроне и заднем центре (материал – сталь 40X; твердость HRC45; коэффициент
корреляции rк = 0,85): 1 - Ризг; 2 – Рz; 3 - Ру
Рис.1. Зависимость сил резания от величины износа
резца по задней поверхности h3 при точении в 3- кулачковом патроне и заднем центре (материал – сталь
45; твердость HВ 180; коэффициент корреляции rк =
0,85): 1 - Ризг; 2 – Рz; 3 - Ру
Экспериментально было установлено, что мощность, силы резания, а также погрешность
обработки растут линейно с увеличением износа инструмента по задней поверхности.
Сила резания Р z определялась по мощности резания W p из соотношения
45
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Вестник Брянского государственного технического университета. 2011. № 3(31)
Pz =
Wp ⋅ 60 ⋅1020
.
Vp
Сила Р у =0,4P z . Изгибающая сила Р изг рассчитывалась по формуле (4).
Силы резания, как и мощность резания W P, при заданных режимах обработки имеют
линейную зависимость от износа резца по задней поверхности h 3 как для стали 45 (рис. 1),
так и для стали 40X (рис. 2). Величины сил резания при обработке образцов, закреплённых в 3
- кулачковом патроне, на 8- 10 % больше, чем при обработке в 3 - кулачковом патроне и заднем
центре, так как, на наш взгляд, жёсткость крепления образца в 3 - кулачковом патроне снижается
по сравнению с другим способом крепления, поэтому растёт биение и соответственно припуск на
обработку. Это увеличивает силы резания и мощность обработки. Так как силы резания РZ , РУ
определялись по мощности WP, все изложенное можно отнести и к зависимости сил резания от
износа инструмента.
0,2
0,16
0,16
1
1
Δов,Δкон, мм
Δов,Δбоч, мм
0,12
2
0,08
3
2
3
0,08
4
0,04
0,04
0
0
0,02
0,12
0,05
0,07
0,02
hз, мм
Рис. 3. Зависимость овальности Δов и бочкообразности Δбоч от величины износа резца по задней поверхности h3 при точении в 3 - кулачковом патроне и
заднем центре (материал – сталь 40Х; твердость
HRC 45): 1- бочкообразность ; 2 - овальность в середине
заготовки; 3 - овальность у заднего центра; 4 - овальность у 3-кулачкового патрона
0,05
0,07
hз, мм
Рис. 4. Зависимость овальности ΔОВ и конусности ΔКОН от величины износа резца по задней
поверхности h3 при точении в 3 - кулачковом
патроне (материал – сталь 40Х; твердость HRС
45): 1 - конусность ; 2- овальность на торце заготовки; 3 – овальность у 3- кулачкового патрона
Анализ представленных на рис. 3 и 4 зависимостей показал, что наибольшая погрешность обработки по овальности Δ ОВ наблюдается в центре образца, а в сечениях у
заднего центра и 3 - кулачкового патрона она значительно меньше (примерно на 45 –
50%). Это объясняется снижением жёсткости базирования заготовки в её центре. Наибольшая погрешность после точения образца получена по бочкообразности Δбоч . Она в 2,1 – 2,3 раза больше ,
чем овальность в центре образца. Это явление можно также объяснить указанной причиной. Анализ рис. 4 показал наибольшую погрешность обработки в виде овальности ΔОВ на торце детали , а
наименьшую - у 3 - кулачкового патрона. Разница составляет примерно 40 – 50%. Конусность Δкон
наблюдается от торца образца к 3 - кулачковому патрону. Это также объясняется увеличением жесткости крепления у 3 - кулачкового патрона, что, в свою очередь, вызывает уменьшение колебаний и увеличение съёма припуска при резании образца.
Итак, разработан расчетно-аналитический метод прогнозирования допустимого износа
резцов по задней поверхности в зависимости от точности обработки. Сравнение теоретических
и экспериментальных данных показало хорошую сходимость: коэффициент парной корреляции
составил rк = 0,85…0,93.
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
46
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Вестник Брянского государственного технического университета. 2011. № 3(31)
1. Маталин, А.А. Точность механической обработки и проектирование технологических процессов /
А.А.Маталин. – Л.: Машиностроение, 1970.
2. Силин, С.С. Метод подобия при резании материалов / С.С.Силин. – М.: Машиностроение, 1979. – 175 с.
Материал поступил в редколлегию 23.08.11.
47
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Вестник Брянского государственного технического университета. 2011. № 3(31)
УДК 621.873
А.В. Лагерев, Н.С. Парфенов
ХАРАКТЕРИСТИКИ ПРОЧНОСТИ СТЕРЖНЕЙ ФЕРМЕННЫХ
МЕТАЛЛОКОНСТРУКЦИЙ КРАНОВ ТИПА КБ-572 С ДЕФЕКТАМИ ВМЯТИНЫ
И ЯЗВЕННОЙ КОРРОЗИИ
Представлены результаты теоретических и экспериментальных исследований по оценке концентрации и
распределения первых главных и эквивалентных напряжений в материале стержней ферменных металлоконструкций кранов типа КБ-572 в области концентраторов напряжений сложной формы, которыми являются вмятина и язвенная коррозия.
Ключевые слова: дефект вмятины, дефект язвенной коррозии, ферменная металлоконструкция, усталостная
прочность.
Оценка прочности и долговечности несущих металлоконструкций опасных производственных объектов на этапе эксплуатации является приоритетной задачей при проведении экспертизы промышленной безопасности [1-5]. Проверка усталостной и статической прочности ферменных металлоконструкций башенных кранов, в том числе кранов
типа КБ-572, проводится в соответствии с действующей нормативной документацией по
расчетам несущих металлоконструкций грузоподъемной техники данного вида [6-8].
Оценка статической прочности стержней металлических ферм с локальными дефектами проводится в соответствии с [7;8]. Для этого необходимо наличие сведений о величине концентрации напряжений в области дефектов при действии характерных видов нагружения [1;2]. Стержни ферменных металлоконструкций башенных кранов при эксплуатации испытывают нагрузки от нормальных осевых сил, изгибающих моментов в двух
плоскостях и крутящего момента. Таким образом, для оценки прочности стержней ферменных конструкций с дефектами вмятины и язвенной коррозии необходимо построение
аналитических зависимостей, связывающих коэффициенты концентрации напряжений
при действии осевых сил (α σ N ), изгибающего момента в плоскости расположения дефекта
(α σ M ) и крутящего момента (α σMк р ) с геометрическими параметрами дефекта.
Оценка усталостной прочности и долговечности стержней ферменных металлоконструкций с дефектами проводится с использованием сведений об усталостных характеристиках конкретного стержня с заданным поперечным сечением и видом концентратора
напряжений. Усталостные характеристики элементов конструкций без применения сварки
находятся в соответствии со стандартом [9]. Дефекты вмятины и язвенной коррозии являются локальными концентраторами напряжений сложной формы. При рассмотрении параметров напряженного состояния в сечении стержней с моделями данных дефектов было
установлено, что применение критериального подхода статистической теории прочности,
а следовательно, и стандарта
[9] для уточнения усталостных характеристик недостаточно. Причиной этого является отсутствие в наиболее
опасном сечении детали четко выраженной части периметра, соответствующей области максимальных напряа)
б)
жений (рис. 1).
Рис. 1. Концентрация напряжений в сечении
При исследовании усстержня с дефектом:
талостных
характеристик
а - вмятины; б - язвенной коррозии
47
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Вестник Брянского государственного технического университета. 2011. № 3(31)
стержней с дефектами вмятины и язвенной коррозии было принято общее допущение статистической теории прочности о превалирующем влиянии первых главных напряжений на
усталостную прочность деталей с концентраторами напряжений [10;11]. Также принято
частное допущение о том, что при нормальной эксплуатации ферменных металлических
конструкций башенных кранов стержни решеток ферм испытывают только продольные
осевые усилия [2].
Для вычисления передела выносливости и построения функции распределения предела выносливости использовалось выражение [10]
(1)
P = 1 − eI ,
где P – заданная вероятность усталостного разрушения детали; I – величина, определяемая выражением [10]
I=
∫
σ
V , >u
(σ max f (V ) − u )
σ0
m
dV .
(2)
Здесь f(V) – безразмерная функция, характеризующая распределение напряжений в объеме участка стержня с дефектом; σ max – максимальные первые главные напряжения в области концентрации; u, m, σ 0 – известные характеристики закона распределения Вейбулла
[11].
В выражении (2) неизвестной является функция f(V). Для определения ее вида необходимо рассмотреть распределение первых главных напряжений по объему стержня с дефектом при действии продольной осевой силы. В качестве примера использовалась модель трубчатого стержня с круглым сечением и дефектом вмятины. Величины первых
главных напряжений при действии осевой силы получены на основе конечноэлементного
расчета. Объем материала стержня, испытывающий напряжения некоторого диапазона,
определялся суммированием объемов всех конечных элементов, напряжения в которых
удовлетворяли заданному диапазону.
Объем конечных элементов
подсчитывался для 10 диапазонов
первых главных напряжений, выраженных в долях от максимального
первого главного напряжения в области дефекта.
На основании данных вычислений элементарных объемов построен график функции f(V) (рис. 2).
Очевидно, что необходим анализ
ветви графика функции, включающей диапазон напряжений от номинального значения первых главных
напряжений σ ном до максимального
значения σ max , так как основной
объем стержня испытывает номиРис. 2. Аппроксимация ветви графика
нальные напряжения. Рассматрифункции σ i /σ max =f(V)
ваемая ветвь функции f(V) аппроксимирована степенной зависимостью вида
f(V)=bVn,
(3)
где b и n – параметры функции f(V), постоянные для заданных размеров дефекта.
После подстановки зависимости (3) в выражение (2) получено выражение
48
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Вестник Брянского государственного технического университета. 2011. № 3(31)
1
I=
 u n


 b⋅σ max 
∫
(σ
max
bV n − u )
σ0
1
 1 n
 
b
m
dV .
(4)
Rвм
Rвм
Rкр
g
.пр
На основании выражения (1) с учетом зависимости (4) и известных характеристик
материала стержня u, σ 0 и m построен график функции распределения предела выносливости стержня с дефектом вмятины, выраженного в максимальных главных напряжениях
(рис. 3).
На графике отражены пределы выносливости, соответствующие 5 и 50% вероятности неразрушения (предел выносливости и медианный предел выносливости).
Таким образом, для вычисления предела выносливости стержня ферменной меP1
таллоконструкции с локальным концентра0,9
тором напряжений в виде дефекта вмятины
0,8
необходимо располагать параметрами b и n
0,7
0,6
функции (3) распределения первых главP=0,5
0,5
ных напряжений в объеме материала
0,4
стержня в области дефекта, а также коэф0,3
фициентом концентрации первых главных
0,2
напряжений в области дефекта α σN1 . ЗначеP=0,95
0,1
ния данных параметров зависят от формы и
0
размеров дефекта, а также от соотношений
, МПа
110
115
120 σmax
125
105
размеров поперечных сечений стержней.
Для построения зависимостей α σN ,
Рис. 3. График функции Р(σ max )
α σM , α σMкр , b, n и α σN1 были проведены экспериментальные исследования. При проведении исследований использовались математические методы планирования и обработки
результатов факторных экспериментов [12].
Для исследования прочности стержней с дефектом вмятины и сечением из круглой
трубы проведен факторный эксперимент с ортогональным центральным композиционным
планом (ОЦКП) и числом факторов k=5, включающий в качестве ядра дробный факторный эксперимент (ДФЭ). План ДФЭ построен как полуреплика полного факторного эксперимента (ПФЭ) 25-1, заданная генерирующим соотношением x 5 =x 1 x 2 x 3 x 4 . Данное генерирующее соотношение принято на основе априорных данных, подтверждающих малую
значимость эффектов взаимодействия 3-го порядка [13]. Далее план эксперимента расширен до ОЦКП с величиной звездного плеча 1,547.
Факторами
эксперимента
t
являются:
x1 – глубина вмятины в долях от диаметра стержня g/D;
x2 – величина L/g (рис. 4);
L
x3 – отношение внутреннего
радиуса тора к глубине вмятины
R вм /g (рис. 4);
Рис. 4. Сечение стержня из тонкостенной круглой
x4 – величина R кр /t, отнотрубы с дефектом вмятины
шение радиуса закругления на
кромках вмятины R кр к толщине стенки стержня t (рис. 4);
x5 – толщина стенки стержня в долях от диаметра стержня t/D.
D

49
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Вестник Брянского государственного технического университета. 2011. № 3(31)
Все факторы являются варьируемыми и независимыми. Область определения натуральных значений факторов ограничивается условиями:
0,15≤ x1 ≤0,25; 3,5≤ x 2 ≤5,5; 1,5≤ x 3 ≤4,5;
0,8≤ x 4 ≤1,6; 0,06≤ x 5 ≤0,12.
В ходе эксперимента были построены линейные и квадратичные уравнения регрессии, показывающие зависимость откликов от нормированных значений факторов х 1 , х 2 ,
х 3 , х 4 и х 5 . Проведена проверка значимости коэффициентов, удалены незначащие коэффициенты и проверена адекватность моделей. Поведение откликов α σN1 , α σN , α σМ , α σМкр , b
и n наиболее точно характеризуется следующими уравнениями регрессии:
− ασ N 1 = 2, 628 + 0, 22 x1 − 0,144 x2 + 0,119 x3 − 0,177 x4 − 0, 072 õ5 −
− 0, 095 õ2 õ3 − 0,134 õ2 õ4 + 0, 082 õ2 õ5 − 0,136 õ3 õ5 − 0,136 õ1 õ2 õ4 +
(5)
+ 0, 082 õ1 õ3 õ4 − 0,134 õ1 õ3 õ5 − 0, 095 õ1 õ4 õ5 + 0,18( õ − 0, 77);
=2, 416 + 0, 237õ1 − 0,153õ2 + 0,15õ3 − 0,143õ4 −
2
2
− ασ N
− 0, 099õ5 − 0, 073õ2 õ3 − 0, 081õ2 õ4 + 0, 09õ2 õ5 −
(6)
− 0,13õ3 õ5 − 0, 08õ4 õ5 − 0, 08õ1 õ2 õ3 − 0,13õ1 õ2 õ4 +
0, 09õ1 õ3 õ4 − 0, 081õ1 õ3 õ5 − 0, 073õ1 õ4 õ5 + 0,123(õ22 − 0, 77);
=
− ασ Ì 1,987õ0 +0,114õ1 − 0,152õ2 + 0,125õ3 − 0,119õ4 − 0,131õ5 + 0, 066õ2 õ5 − 0, 089õ3 õ5 -
(7)
− 0, 089õ1 õ2 õ4 +0, 066õ1 õ3 õ4 ;
=
− ασ Ì êð 1, 630+0, 223õ1 +0, 055õ3 − 0,18õ4 − 0, 614õ5 −
− 0, 076õ1 õ5 − 0, 063õ2 õ3 + 0, 066õ4 õ5 +0, 066õ1 õ2 õ3 − 0, 063õ1 õ4 õ5 −
(8)
− 0, 076õ2 õ3 õ4 − 0, 076õ3 õ4 õ5 + 0, 088(õ -0,77)+0,105(õ -0,77);
−=
b 0,374 − 0, 022õ1 + 0, 04õ2 − 0, 013õ3 − 0, 019õ5 + 0, 022õ1 õ3 −
2
4
2
5
− 0, 017õ1 õ5 + 0, 015õ2 õ3 − 0, 016õ2 õ5 + 0, 016õ4 õ5 + 0, 016õ1 õ2 õ3 −
− 0, 016õ1 õ3 õ4 + 0, 015õ1 õ4 õ5 − 0, 017õ2 õ3 õ4 + 0, 022õ2 õ4 õ5 −
(9)
− 0, 017õ3 õ4 õ5 − 0, 03(õ − 0, 77) − 0, 037(õ − 0, 77) −
2
1
2
2
− 0, 036(õ32 − 0, 77) − 0, 038(õ42 − 0, 77) + 0, 066(õ52 − 0, 77);
− n=
−0,113 − 0, 016õ1 +0, 017õ2 − 0, 008õ3 − 0, 011õ4 + 0, 007õ1 õ2 +
+ 0, 007õ1 õ3 − 0, 006õ1 õ5 − 0, 007õ2 õ4 − 0, 007õ1 õ3 õ5 − 0, 006õ2 õ3 õ4 +
(10)
+ 0, 007õ2 õ4 õ5 − 0, 006õ3 õ4 õ5 .
В уравнениях (5-10) для перехода от натуральных значений факторов
( x1 , x2 , x3 , x4 , x5 ) к нормированным (х 1 , х 2 , х 3 , х 4 , х 5 ) необходимо использовать зависимости:
х 1 =20 x1 -4; x 2 = x2 –4,5; x 3 =0,667 x3 – 2;
x 4 =2,5 x4 – 3; x 5 =33,333 x5 – 3.
При изучении параметров распределения и концентрации первых главных напряжений в стержнях с некруглым замкнутым сечением при действии различных видов нагружения было предложено провести два эксперимента: первый - с моделью пластины ограниченной ширины при действии осевой силы, второй – с моделью стержня замкнутого сечения при действии изгибающего и крутящего моментов.
Для изучения концентрации и распределения первых главных напряжений по объему грани стержня с вмятиной при действии осевой растягивающей или сжимающей силы
50
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Вестник Брянского государственного технического университета. 2011. № 3(31)
рассматривалась пластина конечной ширины. Вмятина моделировалась углублением в
центре пластины, образованным вдавливанием тороидальной поверхности, с переходом от
вмятины к плоскости по радиусу (рис. 5).
Был проведен ДФЭ, являющийся полурепликой от ПФЭ. Число факторов k=5. План
ДФЭ составлен на основе генерирующего соотношения х 5 =х 1 х 2 х 3 х 4 . Натуральными значениями факторов являются:
x1 – отношение глубины вмятины к ее ширине g/P;
x2 – отношение длины вмятины к ее
глубине L/g;
x3 – отношение ширины вмятины к ширине
пластины P/В;
x4 – величина R кр /t, отношение радиуса закругления на кромках вмятины R кр к толщине пластины t;
x5 – отношение толщины стенки к ширине
пластины t/B.
Все факторы являются варьируемыми и независимыми. Область определения натуральных знаРис. 5. Дефект вмятины на
плоской грани
чений факторов ограничивается условиями:
0,145≤ x1 ≤0,455; 2,953≤ x2 ≤6,047; 0,168≤ x3 ≤0,632;
0,581≤ x4 ≤1,819; 0,039≤ x5 ≤0,101.
Границы факторного пространства обусловлены геометрическими ограничениями на
соотношения размеров вмятин и размеров грани стержня (пластины), а также исходными
допущениями.
В качестве откликов в эксперименте фиксировались параметры α σN1 , α σN , b и n. Модель пластины составлялась с использованием метода конечных элементов (МКЭ), применялись трехмерные тетраэдальные конечные элементы. В ходе эксперимента были построены линейные и квадратичные уравнения регрессии, показывающие зависимость откликов от нормированных значений факторов. Проведена проверка значимости коэффициентов, удалены незначащие коэффициенты и проверена адекватность моделей.
Поведение откликов α σN1 , α σN , b и n наиболее точно характеризуется следующими
уравнениями регрессии:
− ασ N 1 = 2,873 − 0, 235õ1 − 0, 241õ2 + 0, 451õ3 − 0, 083õ5 +
+ 0,100 õ1 õ2 + 0, 069õ1 õ5 + 0, 080 õ2 õ4 − 0, 068õ3 õ5 −
− ασ N
− 0, 068õ1 õ2 õ4 + 0, 080 õ1 õ3 õ5 + 0, 069õ2 õ3 õ4 + 0, 069õ3 õ4 õ5 ;
= 2, 659 − 0,189õ1 − 0, 216õ2 + 0, 476õ3 − 0, 094õ5 + 0, 074õ1 õ2 +
+ 0, 080 õ1 õ4 + 0, 071õ2 õ4 + 0, 071õ1 õ3 õ5 + 0, 080 õ2 õ3 õ5 ;
−=
b 0, 296 + 0, 019õ2 − 0, 067õ3 + 0, 018õ5 + 0, 013õ1 õ3 -
(11)
(12)
− 0, 009õ1 õ4 − 0, 009õ1 õ5 − 0, 016õ3 õ4 − 0, 010 õ3 õ5 + 0, 011õ4 õ5 +
+ 0, 011õ1 õ2 õ3 − 0, 010 õ1 õ2 õ4 − 0, 016õ1 õ2 õ5 − 0, 010 õ2 õ3 õ4 −
− 0, 010 õ2 õ3 õ5 + 0, 013õ2 õ4 õ5 − 0, 010 õ3 õ4 õ5 + 0, 014(õ32 − 0, 77) +
+ 0, 015(õ42 − 0, 77) − 0, 016(õ52 − 0, 77);
51
(13)
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Вестник Брянского государственного технического университета. 2011. № 3(31)
− n=
−0,136 − 0, 011õ1 − 0, 037õ3 − 0, 005õ4 + 0, 005õ4 õ5 +
(14)
+ 0, 005õ1 õ2 õ3 + 0, 009(õ42 -0,77).
В уравнениях (11-14) для перехода от натуральных значений факторов
( x1 , x2 , x3 , x4 , x5 ) к нормированным (х 1 , х 2 , х 3 , х 4 , х 5 ) необходимо использовать зависимости:
х 1 =10 x1 - 3; x 2 = x2 - 4,5; x 3 =6,667 x3 - 2,667;
x 4 =2,5 x4 - 3; x 5 =50 x5 - 3,5.
(15)
При исследовании концентрации напряжений в области дефекта вмятины при
действии изгибающего и крутящего моментов рассматривалась модель стержня, имеющего сечение из квадратной трубы. Применяемые в ферменных металлоконструкциях
стержни коробчатого сечения обладают, как
правило, соотношением сторон Н/В≥0,5, где
Н – меньшая сторона сечения, а В – большая
(рис. 6). Таким образом, для изучения концентрации напряжений в области вмятины на
стержнях коробчатого сечения возможно исРис. 6. Дефект вмятины на плоской грани
следование модели дефекта на стержне квадстержня с сечением из квадратной трубы
ратного сечения. Результаты, полученные на
основании данной модели, будут адекватны
для прочих типов коробчатых сечений, применяемых при производстве ферменных металлоконструкций кранов типа КБ-572. Вмятина моделировалась углублением в центре
одной из граней, образованным вдавливанием тороидальной поверхности, с переходом от
вмятины к плоскости по радиусу (рис. 6). Был составлен план ДФЭ, являющегося полурепликой от ПФЭ. Число факторов k=5. План ДФЭ составлен на основе генерирующего соотношения х 5 =х 1 х 2 х 3 х 4 . В качестве откликов модели рассматривались параметры α σМ и
α σМкр . Величины откликов α σМ и α σМкр наиболее точно описываются следующими уравнениями регрессии:
− ασ Ì = 2, 095 + 0,160 õ1 − 0, 401õ4 − 0,172õ5 −
(16)
− 0, 077õ1 õ3 − 0, 077õ2 õ4 õ5 ;
− ασ Ì êð =2,680 − 0, 089õ2 − 0, 070 õ3 − 0, 416õ4 − 0,160 õ1 õ2 õ3 õ4 −
(17)
− 0, 087õ õ + 0, 084õ õ + 0, 077õ õ + 0,143õ õ +
1 3
2 4
2 5
4 5
+ 0,143õ1 õ2 õ3 + 0, 077õ1 õ3 õ4 + 0, 084õ1 õ3 õ5 − 0, 087õ2 õ4 õ5
При использовании зависимостей (16) и (17) необходимо преобразование натуральных значений факторов ( x1 , x2 , x3 , x4 , x5 ) к нормированным значениям (х 1 , х 2 , х 3 , х 4 , х 5 ) по
формулам (15).
Исследование концентрации и распределения напряжений в материале стержней
ферменных металлоконструкций с дефектом язвенной коррозии проводилось с учетом
следующих особенностей. Коррозионная язва представляет собой местное коррозионное
разрушение в виде отдельной каверны (рис. 7), расположенной на внешней или внутренней поверхности стержня фермы. При анализе результатов экспертных обследований были установлены характерные размеры коррозионных язв и их глубина. Поперечный размер коррозионной язвы составляет 2…20% от ширины грани стержня или диаметра
стержня с сечением из круглой трубы. Углубление имеет, как правило, округлую форму,
непостоянный рельеф поверхности дна и произвольную глубину. Наблюдались коррозионные язвы глубиной до 50% толщины стенки стержня [14].
52
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Вестник Брянского государственного технического университета. 2011. № 3(31)

Отдельная коррозионная язва может иметь произвольные форму и ориентацию относительно оси стержня, рельеф поверхности дна и глубину проникновения в стенку
стержня. Следовательно, она влияет на качество поверхности металла в дефектной зоне и
образует концентратор напряжений.
При исследовании дефекта на стержнях ферм с трубчатым сечением рассчитывалась
КЭ модель с характерным для
применяемых в ферменных металлоконструкциях труб соотношением размеров r/R≈0,85.
Коррозионная впадина моделировалась коническим вырезом
на поверхности трубы. Оси
стержня и конического выреза
пресекаются и взаимно перпена)
б)
дикулярны (рис. 8).
Рис. 7. Дефект язвенной коррозии в поясе ферменной
Параметр h – высота кометаллоконструкции:
нуса – является глубиной проа – кран КБ-572 рег. №12845; б – кран КБ-572 рег. №12407
никновения коррозии в стенку
b
стержня. Параметр b представляет собой максимальную ширину коррозионной язвы и является

диаметром основания конуса.
Y
Данная модель коррозионной язвы, ввиду наличия остроконечного концентратора напряжений у
вершины дефекта, позволяет учитывать наихудший
h
случай развития дефекта.
R
Для построения зависимостей, связывающих
r
параметры концентрации и распределения напряжений в области дефекта, был проведен экспериX
мент по ОЦКП с ядром в виде ПФЭ. Факторами
Рис. 8. Модель дефекта язвенной
эксперимента являлись:
коррозии в тонкостенном
b/h – отношение ширины коррозионной впастержне из круглой трубы
дины к ее глубине;
h – глубина коррозионной впадины, выраженная в долях от толщины стенки стержня
t;
t – толщина стенки стержня, выраженная в долях от диаметра стержня по средней
линии.
Область определения факторов ограничена условиями:
5,0≤b/h≤10,0; 0,1≤h/t≤0,9; 0,06≤t/D≤0,12.
(18)
Условия (18) определены из соображений, что при b/h<5 коррозию можно считать
щелевой, а при b/h>10 коррозионная впадина не создает значительной концентрации напряжений у вершины конуса и приближается к коррозии пятнами. Глубина проникновения коррозии в материал стержня h варьировалась от 10 до 90% толщины стенки стержня.
Предполагалось, что при значениях h<10% коррозионный дефект слишком мал и не влияет на прочность стержня, при h>90% коррозионный дефект более подходит под определение сквозной коррозии. Интервал варьирования толщины стенки стержня был принят по
аналогии с экспериментом по исследованию дефекта вмятины в стержнях с сечением из
круглой трубы: от 0,06D до 0,12D.
53
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Вестник Брянского государственного технического университета. 2011. № 3(31)
В результате эксперимента были построены линейные и квадратичные уравнения
регрессии, показывающие зависимость откликов от нормированных значений факторов.
Проведена проверка значимости коэффициентов, удалены незначащие коэффициенты и
проверена адекватность моделей. Поведение откликов α σN1 , α σN , α σМ , α σМкр , b и n наиболее
точно характеризуется следующими уравнениями регрессии:
− ασ N 1 = 2,390 + 0,544õ2 + 0, 080 õ3 + 0,127(õ12 − 0, 730) +
(19)
+ 0, 294(õ22 − 0, 730) + 0,105(õ32 − 0, 730);
− ασ N = 2, 090 − 0, 075õ1 + 0,564õ2 + 0, 0722õ1 õ2 +
(20)
+ 0, 057(õ12 -0,730) + 0, 235(õ22 -0,730);
− ασ Ì = 1,950 − 0, 080 õ1 + 0, 445õ2 + 0, 066õ1 õ2 +
(21)
+ 0, 056(õ12 -0,730) + 0,198(õ22 -0,730);
− ασ Ì êð =1, 694 + 0,553õ2 − 0,300 õ3 + 0, 096õ1 õ2 −
(22)
− 0, 075õ2 õ3 + 0,373(õ22 − 0, 730);
−=
b 0,516 − 0,147õ2 − 0, 023õ1 õ2 + 0, 016õ1 õ3 −
(23)
− 0, 016(õ12 -0,730) − 0, 045(õ22 -0,730);
− n=
−0, 058 − 0, 005õ1 − 0, 026õ2 +
+ 0, 003õ3 + 0, 009õ1 õ3 − 0, 006õ2 õ3 −
(24)
− 0, 006(õ -0,730) − 0, 011(õ -0,730) − 0, 006(õ -0,730).
В уравнениях (19-24) для перехода от натуральных значений факторов ( x1 , x2 , x3 ) к
нормированным (х 1 , х 2 и х 3 ) необходимо выполнить преобразования:
х 1 = 0,488 x1 - 3,659; x 2 =3,038 x2 – 1,519; x 3 =40,500 x3 - 3,645.
(25)
При исследовании дефекта язвенной коррозии на стержнях с некруглым поперечным
сечением сделано предположение, что параметры конb
Х
центрации и распределения напряжений в области деУ
фекта на плоской грани стержня и отдельно взятой плаZ
стине идентичны. Основанием для данного предположения является то, что поперечный размер дефекта язвенной коррозии, как правило, на порядок меньше ширины грани стрежня и граничные условия не оказывают
B
существенного влияния на концентрацию и распределение напряжений. Таким образом, для исследования паРис. 9. Пластина с моделью
дефекта язвенной коррозии
раметров концентрации и распределения напряжений
рассматривалась отдельная грань стержня, представляющая собой пластину с конечными
размерами и толщиной. Коррозионная каверна моделировалась коническим вырезом на
поверхности пластины (рис. 9).
Для составления уравнений регрессии, связывающих величины откликов и параметры дефекта, проведен факторный эксперимент по ОЦКП с ядром в виде ПФЭ. Факторы,
уровни и интервалы варьирования приняты такие же, как и при исследовании язвенной
коррозии на стержнях из круглой трубы.
В результате эксперимента были построены следующие уравнения регрессии:
− ασ N 1 = 2, 498 + 0, 732õ2 + 0,197õ1 õ2 + 0, 069õ1 õ3 ;
(26)
− ασ N = 2,313 + 0, 727õ2 + 0, 075õ3 + 0,190 õ1 õ2 + 0, 066õ1 õ3 +
(27)
+ 0, 059õ2 õ3 + 0, 056õ1 õ2 õ3 + 0, 254(õ22 -0,730);
2
2
t
2
1
54
2
3
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Вестник Брянского государственного технического университета. 2011. № 3(31)
− ασ Ì = 1, 472 + 0, 067õ1 + 0, 277õ2 + 0,117õ3 + 0,192õ1 õ2 +
− ασ Ì êð
+ 0, 095õ1 õ3 + 0,132õ2 õ3 + 0, 096õ1 õ2 õ3 + 0,180(õ22 -0,730);
= 2, 079 + 0,117õ2 + 0,125õ3 + 0,152õ1 õ2 + 0,145õ2 õ3 +
+ 0, 233(õ22 − 0, 730);
−=
b 0, 463 − 0,125õ2 − 0, 036õ3 − 0, 043õ1 õ2 − 0, 034õ1 õ3 − 0, 032õ2 õ3 −
− 0, 023õ1 õ2 õ3 + 0, 028(õ22 − 0, 730) + 0, 026(õ32 − 0, 730);
− n=
−0, 077 − 0, 010õ1 − 0, 042õ2 − 0, 026õ3 − 0, 015õ1 õ2 −
(28)
(29)
(30)
(31)
− 0, 02õ1 õ3 − 0, 023õ2 õ3 − 0, 02õ1 õ2 õ3 .
В уравнениях (26-31) для перехода от натуральных значений факторов ( x1 , x2 , x3 ) к
нормированным (х 1 , х 2 и х 3 ) необходимо выполнить преобразования (25).
Изложенный подход позволяет оценивать статическую и усталостную прочность
стержней с дефектами вмятины и язвенной коррозии во всех диапазонах эксплуатационных размеров данных дефектов. Это способствует предотвращению эксплуатации крановлесопогрузчиков типа КБ-572 с недопустимыми размерами дефектов, а также позволяет
более точно оценивать величины усталостной прочности и остаточного ресурса.
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1. Доронин, С.В. Моделирование прочности и разрушения несущих конструкций технических систем / С.В.
Доронин, А.М. Лепихин, В.В. Москвичев, Ю.И. Шокин. - Новосибирск: Наука, 2005. - 250 с.
2. Соколов, С.А. Металлические конструкции подъемно-транспортных машин / С.А. Соколов. – СПб.: Политехника, 2005. – 423 с.
3. Методические указания по определению остаточного ресурса потенциально опасных объектов, поднадзорных Госгортехнадзору России : РД 09-102-95 : утв. Госгортехнадзором России 1995-11-17 : введ.
1996-01-01. – М.: НТЦ «Промышленная безопасность», 2005. – 14 с.
4. Рекомендации по экспертному обследованию грузоподъемных машин. Общие положения : РД 10-112-104 : утв. Госгортехнадзором России 2004-04-26 : введ. 2004-04-26. - М.: НТЦ «Промышленная безопасность», 2005. – 14 с.
5. Методические указания по обследованию грузоподъемных машин с истекшим сроком службы. Ч. 3. Башенные, стреловые несамоходные и мачтовые краны, краны-лесопогрузчики : РД 10-112-3-97 : утв. Госгортехнадзором России 1997-11-13 : введ. 1998-01-01. - М.: НТЦ «Промышленная безопасность», 2005. –
47 с.
6. Мельников, А.И. Методика расчета лесопогрузчика КБ-572 на остаточный ресурс работоспособности /
А.И. Мельников, О.А. Бардышев, Е.И. Картузов, Е.Б. Свентицкий // НДЭ-10[56]-001-02-КБ-572. Нормативная документация по экспертизе технического состояния стрелового крана-лесопогрузчика КБ-572 и
его модификаций / СТЭК. – СПб., 2002. – 72 с.
7. Пособие по проектированию усиления стальных конструкций : к СНиП II-23-81 / УкрНИИпроектстальконструкция. – М.: Стройиздат, 1989. – 159 с.
8. . Краны грузоподъемные промышленного назначения. Нормы и методы расчета элементов стальных конструкций. Методы расчета : СТО 24.09-5821-01-93 : утв. ВНИИПТМАШ 1993-06-25. – М.: Стройиздат,
1999. – 135 с.
9. ГОСТ 25.504-82. Методы расчета характеристик сопротивления усталости. - Введ. 1983-07-01. - М.: Госстандарт России: Изд-во стандартов, 1988. - 55 с.
10. Когаев, В.П. Расчеты на прочность при напряжениях, переменных во времени / В.П. Когаев. - 2-е изд. М.: Машиностроение, 1993. - 364 с.
11. Шлюшенков, А.П. Механика многоциклового усталостного разрушения / А.П. Шлюшенков. - Брянск:
БИТМ, 1990. - 156 с.
12. Шлюшенков, А.П. Планирование и анализ факторных экспериментов / А.П. Шлюшенков. - Брянск:
БГТУ, 2006. - 128 с.
13. Парфенов, Н.С. Исследование влияния дефекта вмятины на несущую способность стержней металлических ферм / Н.С. Парфенов // Вестн. БГТУ. - 2009. - №4. – С. 43-47.
14. Парфенов, Н.С. Влияние дефектов язвенной коррозии на несущую способность стержней крановых ферм
/ Н.С. Парфенов, С.В. Ануфриев // Изв. ТулГУ. - Тула, 2009. - №2. - С. 239-247.
Материал поступил в редколлегию 24.08.11.
55
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Вестник Брянского государственного технического университета. 2011. № 3(31)
УДК 656.025.6, 658.562.012.7
Р.А. Липов, В.В. Мирошников
ИСПОЛЬЗОВАНИЕ КОМПЛЕКСНЫХ ОЦЕНОК КАЧЕСТВА УСЛУГ
ПО ПЕРЕВОЗКЕ ПАССАЖИРОВ АВТОМОБИЛЬНЫМ ТРАНСПОРТОМ
В ДЕЯТЕЛЬНОСТИ ПАССАЖИРСКИХ АВТОТРАНСПОРТНЫХ ПРЕДПРИЯТИЙ 1
Приведена постановка задачи оптимизации деятельности дотационного пассажирского автотранспортного
предприятия с позиции качества оказываемых услуг. Описана процедура выбора стратегии развития предприятия при использовании комплексных оценок качества услуг по перевозке пассажиров автомобильным
транспортом. Приведен пример получения комплексной оценки качества услуг по методике оценивания качества, основанной на применении шкал отношений.
Ключевые слова: услуги по перевозке пассажиров, автомобильный транспорт, качество, комплексные оценки, оптимизация, стратегическое планирование.
Основной задачей пассажирских автотранспортных предприятий в условиях рыночных отношений является планирование и обеспечение уровня качества оказываемых населению услуг с минимизацией затрат на их реализацию, что позволило бы получать максимальную прибыль при применении экономически обоснованных тарифов и снизить величину убытков при заниженных фактических тарифах на социально значимых маршрутах,
поддерживаемых дотациями из бюджета органов местного самоуправления [1]. Данная
задача носит характер оптимизационной, в которой используются целевые функции
 П S = Д Sр − С S → max;
(1)

У S = С S − Д Sф → min,
где П S , У S – соответственно прибыль или убыток при оказании комплекса услуг S = {s i }
заданного качества q S ; Д S р , Д S ф – доходы предприятия от реализации услуг по перевозке
пассажиров при расчетных и фактических (заниженных) тарифах; С S – затраты, необходимые для обеспечения качества q S комплекса услуг S = {s i } в муниципальном образовании.
В указанной оптимизационной задаче в роли
УS
ограничения выступает допустимая величина затрат
Д Sф
[С S ], а решением является величина оптимального
СS
СS
уровня качества q Sопт , при котором выполняется
критерий поиска применительно к целевым функД Sф
циям (1).
Рассмотрим более подробно задачу поиска
оптимального
значения качества q Sопт на планово′
СS
убыточном дотационном предприятии, осуществУS
ляющем
социально значимые перевозки пассажи′
Д Sф
ров автомобильным транспортом в городском соqS
q S опт
общении. Графическая интерпретация указанной
Рис. 1. Графическая интерпретация задачи
задачи представлена на рис. 1.
оптимизации уровня качества:
Повышение качества q S оказываемых услуг
C S – затраты на оказание услуги определенного качества; Д Sф – доходы предпри- S = {s i } (i = 1, 2, … L) требует определенного увеятия от реализации услуг при фактическом личения затрат С S , включающих в себя условноуровне тарифов; У S – убытки предприятия;
постоянную составляющую C′ S , не зависящую от
C' S – постоянная составляющая затрат; Д' Sф
– доход предприятия от реализации услуг качества услуг S. В то же время повышение качестРабота выполнена в рамках реализации федеральной целевой программы «Научные и научнопедагогические кадры инновационной России» на 2009-2013 гг. (государственный контракт № П770 от 20.05.10).
1
56
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Вестник Брянского государственного технического университета. 2011. № 3(31)
ва q S приводит на услуги по перевозке пассажиров
автомобильным транспортом, вследствие чего возрастает и величина доходов Д Sф при
фактических значениях тарифов на перевозки. Учитывая дотационность предприятия в
рассматриваемой задаче, убыток У S при оказании услуг по перевозке пассажиров автомобильным транспортом можно определить как разность затрат С S и доходов Д Sф :
У S = C S − Д Sф .
(2)
Выражение (2) является основой для определения оптимального уровня качества
q Sопт при удовлетворении критерия поиска в целевой функции (1): оптимальным является
такое значение уровня качества q S , при котором убыток У S дотационного предприятия
оказывается минимальным.
Предлагаемая методика оценивания качества (МОК) [2; 3] предполагает построение
по каждой характеристике качества xк j (s i ) ∈ Xк j (j = 1, 2, … M к ) объекта s i ∈ S (i = 1, 2, … L)
шкалы качества, которую можно представить в виде тройки <Pк ji , Q ji , f ji >, где Pк ji – множество значений pк j (s i ) k показателя свойства качества xк j (s i ) услуги s i ; Q ji ⊂ R – числовое
множество шкальных значений качества q j (s i ) k (R – множество действительных чисел);
f ji : Pк ji → Q ji – функция качества. При разработке МОК принимаются следующие условия:
1) каждое из свойств xк j (s i ) является простым и его проявление может быть полностью охарактеризовано одним показателем;
2) непрерывный количественный показатель свойства можно задать подмножеством
множества действительных чисел, которые принимает этот показатель в качестве своих
значений pк j (s i ) k : Pк ji ⊆ R;
3) дискретный количественный показатель свойства и неколичественный показатель
могут быть заданы конечными множествами, поэтому любой из указанных показателей задается при указании конкретных значений, которые он принимает: Pкji = {pкj (s i )k } (k = 1, 2, …
N).
Отображение f ji множества Pк ji в множество Q ji предлагается получать на основе метода анализа иерархий (МАИ) [3], применяемого для вывода шкал отношений с помощью
парных сравнений в многоуровневых иерархических структурах. В рассматриваемой задаче для получения шкалы отношений по каждому из M к свойств xк j (s i ) ∈ Xк i объекта s i
математический аппарат МАИ можно применить к простейшей двухуровневой иерархии,
в которой различные альтернативы (значения показателя j-го свойства объекта) сопоставляются друг с другом по отношению к критерию соответствия требованиям потребителей
по j-му свойству в матрице парных сравнений.
Для определения комплексных оценок качества в методике предлагается использовать свертку шкальных значений качества в мультипликативной форме:
при наименее желательном уровне качества
Mк
αj
q ( si ) = ∏ [q j ( si )]
,
j =1
где q(s i ) – комплексная оценка качества услуги s i ; q j (s i ) – шкальное значение качества услуги s i по j-му свойству; αj – весовой коэффициент j-го свойства в совокупности.
Усредняя полученные оценки качества для всего объема L комплекса оказанных услуг S = {s i }, определяют оценки качества q S . Такой подход к определению оптимального
значения качества q S = q Sопт комплекса оказываемых предприятием услуг предоставляет
большие возможности варьирования значений показателей свойств услуг pк j (s i ) k , поскольку полученное оптимальное значение качества q Sопт может быть достигнуто различными
сочетаниями проявлений отличительных свойств xк j (s i ) рассматриваемых услуг s i .
Для каждого из M к свойств качества xк j (s i ) целесообразно определять зависимости
С Sj = f(Q ji ) и Д Sфj = f(Q ji ) по алгоритму, блок-схема которого представлена на рис. 2. Тогда
общие затраты и доходы от обеспечения качества q S будут равны:
57
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Вестник Брянского государственного технического университета. 2011. № 3(31)
Mк
Mк
j =1
j =1
С S = ∑ С Sj ; Д Sф = ∑ Д Sф j .
Оценивание качества оказываемых
предприятиями пасPкJi
Да
Нет
сажирского автомодискретный?
бильного транспорта
Ввод исходных данных:
услуг позволяет поВвод исходных данных:
Δ – шаг построения;
лучать объективную
N – количество значений
N – количество значений
pкj(si)k показателя Pкji
информацию, необpкj(si)k показателя Pкji
ходимую для организации процессов меk = 1, qj(si)1 =1
неджмента качества,
и само по себе не
Определение затрат СSjk и доходов ДфSjk для k = 1
подразумевает повышения способности
к
услуг удовлетворять
P Ji
Да
Нет
дискретный?
потребности
или
ожидания,
которые
установлены, обычно
k=k+1
k=k+Δ
предполагаются или
Определение затрат СS
Определение затрат СS
являются обязательи доходов ДSф для k
и доходов ДSф для k
ными [4]. В этом случае положительный
k = N?
k = N?
Нет
Нет
эффект от использоДа
Да
вания в автотранспортных предприятиАппроксимация зависимостей СSj = f(Qji)
ях МОК услуг по пеи ДSфj = f(Qji) для j-го свойства
ревозке пассажиров
автомобильным
Конец
транспортом проявРис. 2. Блок-схема алгоритма определения зависимости затрат С Sj
ляется опосредованно
и доходов Д Sфj от оценок качества Q ji по j-му свойству услуги:
к
к
к
к
P ji = {p j (s i ) k } – показатель свойства качества x j (s i ); Q ji = {q j (s i ) k } – ко- – через эффект решеличественные оценки качества
ний в области качества услуг, принимаемых руководством в процессе общего менеджмента организации с учетом получаемых в
результате использования МОК количественных оценок качества.
Фактическое значение качества q S оказываемых предприятием в конкретный момент
времени услуг S = {s i }, как правило, отличается от определенного оптимального значения:
q S ≠ q Sопт . При этом убытки У S дотационного предприятия отличаются от их минимально
возможного значения (рис. 1). Если q S < q Sопт , то имеется резерв для увеличения доходов
Д Sф при определенном увеличении затрат С S . В противном случае, когда q S > q Sопт , на
предприятии имеет место нерациональное использование ресурсов. Таким образом, на основе соотношения величин q S и q Sопт осуществляется стратегическое планирование на
предприятии, позволяющее достигать наилучших финансовых результатов от реализации
услуг по перевозке пассажиров автомобильным транспортом при обеспечении заданного
уровня их качества q Sопт (стратегический потенциал логистических систем общественного
пассажирского транспорта анализируется в работе [1]).
Начало
58
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Вестник Брянского государственного технического университета. 2011. № 3(31)
Поскольку оптимальный уровень качества q Sоп т оказываемых предприятием услуг
S = {s i } может быть получен альтернативными вариантами сочетаний значений pк j (s i ) k показателей Pк ji (j = 1, 2, … M к ) свойств xк j (s i ) услуг по перевозке пассажиров автомобильным транспортом, поиск оптимального решения представляется достаточно трудоемкой
процедурой, в связи с чем целесообразна ее автоматизация.
Для разработки приложения, автоматизирующего процедуру оценивания качества по предлагаемой
методике [2; 3], была использована система визуального объектно-ориентированного программирования
Delphi 2007 for Win 32 от компании CodeGear. При
разработке программы использовался базовый тип
приложений VCL Forms Application, основанный на
применении стандартных компонентов Delphi из библиотеки Visual Component Library (VCL) [5]. Для
большей компактности окна приложения (рис. 3) область ввода данных выполнена в виде многостраничного блокнота PageControl. Последовательно переключаясь между вкладками указанного объекта и отмечая проявления характеристик качества путем изменения состояний флажков TCheckBox и переключателей TRadioGroup, а также внося количественные
данные в символьные редакторы TEdit и TSpinEdit,
задаются проявлениями отличительных свойств объекта оценивания. При нажатии кнопки «Рассчитать» в
Рис. 3. Общий вид приложения
(вкладка «Комфортность»)
расположенном в нижней части окна текстовом поле
TMemo выводятся оценка качества услуги без учета свойств надежности, значение коэффициента сохранения эффективности и комплексная оценка качества услуги, которую
можно использовать в общем менеджменте организаций пассажирского автомобильного
транспорта при решении поставленной задачи оптимизации.
Практическая реализация приведенной в статье методики в МУ «Брянское городское пассажирское автотранспортное предприятие» показала ограниченность ее применимости при решении задач оптимизации качества q S оказываемых услуг с позиции
функции убытка У S = f(q S ) в среднесрочной (2 – 5 лет) и долгосрочной (более 5 лет) перспективе, поскольку с увеличением длительности периода наблюдений возрастает влияние на исследуемые характеристики прочих формирующих спрос факторов (общеэкономические тенденции в городе и стране в целом, рост автомобилизации населения
г. Брянска, изменения в спросе и предложении на других видах общественного транспорта, колебания в величине мобильности населения под влиянием социальной и экономической ситуации и т.п.). Однако решение поставленной задачи в краткосрочной перспективе (до 2 лет) с использованием предлагаемого подхода на рассматриваемом дотационном предприятии позволяет определять оптимальный уровень качества q Sопт и сокращать величину убытков У S в 1,1 – 1,2 раза , причем большую роль при этом играют
экономико-математические модели управления затратами С Sj на качество оказываемых
услуг по каждому из свойств xк j (s i ). При этом представляется возможной разработка мероприятий, обеспечивающих максимальный прирост комплексных оценок качества q S
при заданных ограничениях на величину финансовых ресурсов [6].
Таким образом, введение в теорию и практику планирования и анализа деятельности
предприятий пассажирского автомобильного транспорта комплексных оценок качества
услуг, определяемых по методике, которая позволяет получать оценки качества, выраженные в шкале отношений, требует рассмотрения функции убытка У S = f(q S ), получаемого
59
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Вестник Брянского государственного технического университета. 2011. № 3(31)
дотационным предприятием от реализации услуг в муниципальном образовании, в новой
перспективе. Новый подход предполагает определение объема L комплекса оказываемых
предприятием услуг S = {s i }, соответствующего оптимальному уровню качества q Sопт , при
условии рационального использования подвижного состава предприятия.
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1.
2.
3.
4.
5.
6.
Миротин, Л.Б. Логистика: общественный пассажирский транспорт: учеб. для студентов экон. вузов /
Л.Б. Миротин, Ы.Э. Ташбаев, В.Д. Герами [и др.]; под общ. ред. Л.Б. Миротина. – М.: Экзамен, 2003. –
224 с.
Липов, Р.А. Методика оценивания качества перевозок пассажиров автомобильным транспортом /
Р.А. Липов // Менеджмент качества продукции и услуг: материалы 3-й Междунар. науч.-техн. конф. (2728 апр. 2010 г., г. Брянск) / под ред. О.А. Горленко. – Брянск: БГТУ, 2010. – Т. 2. – С. 45-50.
Липов, Р.А. Оценивание качества услуг по перевозке пассажиров автомобильным транспортом /
Р.А. Липов // Вестн. БГТУ. – 2011. – №1. – С. 95-104.
ГОСТ Р ИСО 9000-2008. Системы менеджмента качества. Основные положения и словарь. – Введ. 200909-10. – М.: Стандартинформ, 2008. – 62 с.
Глушаков, С.В. Delphi 2007. Самоучитель / С.В. Глушаков, А.Л. Клевцов. – 4-е изд., перераб. и доп. –
М.: АСТ: АСТ Москва: Хранитель, 2008. – 448 с.
Комарова, И.А. Экономические методы управления качеством пассажирских автомобильных перевозок:
дис. ... канд. экон. наук / И.А. Комарова. – Липецк, 2005. – 182 с.
Материал поступил в редколлегию 31.08.11.
60
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Вестник Брянского государственного технического университета. 2011. № 3(31)
УДК 631.31
В.В. Коршунов, Г.В. Гурьянов
ИССЛЕДОВАНИЕ ТЕПЛОВЫХ ЭФФЕКТОВ ЭКЗОТЕРМИЧЕСКИХ РЕАКЦИЙ
ПРИ ТЕРМОДИФФУЗИОННОМ УПРОЧНЕНИИ ДЕТАЛЕЙ СЕЛЬХОЗМАШИН
Рассмотрены основные теоретические положения по выбору составов для термодиффузионного упрочнения
деталей.
Ключевые слова: тепловые эффекты, экзотермические реакции, термодиффузионное упрочнение, диффузионно-активные смеси, легирующие элементы, энерговыделение, экзотермический состав, термит.
Повысить долговечность дисков лущильника при термодиффузионном упрочнении
возможно при помощи легирующих элементов, таких, как азот и углерод, которые позволяют получить поверхность с достаточно хорошим сопротивлением абразивному изнашиванию [1]. Для этого нужно применять диффузионно-активные смеси, использующиеся
при упрочнении ТВЧ.
Такие смеси позволяют получить в диапазоне температур 600…1500°С достаточное
количество легирующих компонентов, которые полноценно диффундируют в поверхность
детали. Однако условия протекания диффузии элементов при экзотермическом упрочнении значительно отличаются от нагрева ТВЧ, поэтому необходимо изменить соотношение компонентов. Вероятно, нужно будет определять толщину слоя и равномерность распределения диффузионно-активного вещества на поверхности детали.
Также требуется изменить и связующее вещество, которое должно обеспечивать хорошее распределение и прочное закрепление компонентов диффузионно-активной смеси
на поверхности детали. Компоненты должны находиться в достаточно близком контакте с
поверхностью детали для полноты осуществления реакции [2]. Для решения этих задач
необходимо выбрать экзотермический состав, что проблематично без теоретического
обоснования.
Экзотермический состав должен отвечать следующим основным требованиям:
- он должен обеспечивать температуру нагрева детали от 600 до 1500°С [3];
- характер горения смеси должен быть плавным при наименьшем газовыделении, не
должен быть взрывоопасным [4];
- продукты экзотермических реакций не должны быть плотными, чтобы легко отделяться от поверхности детали, при этом качество её поверхности не должно ухудшаться
[5];
- продукты экзотермических реакций не должны быть жидкими, прилипать к детали
или свариваться с ней [6];
- процесс экзотермического упрочнения должен длиться от 5 до 15 мин [7];
- компоненты должны быть недорогими и недефицитными, подготовка их к использованию не должна быть трудоемкой [8].
Целью исследования является определение теоретических принципов подбора экзотермических порошков.
Задачи исследования:
1. Рассмотреть виды экзотермических реакций и выбрать из них наиболее приемлемую.
2. Проанализировать составы, обеспечивающие необходимое энерговыделение для
получения приемлемой температуры осуществления диффузии легирующих элементов в
поверхностный слой упрочняемой детали.
61
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Вестник Брянского государственного технического университета. 2011. № 3(31)
3. Выделить из выбранных составов смеси, имеющие наименьшее газовыделение.
4. Подобрать компоненты, способствующие образованию после сгорания экзотермического состава легко отделяемых от детали шлаков.
5. Подобрать компоненты, позволяющие управлять скоростью экзотермических реакций.
В общем виде реакции экзотермического процесса могут быть выражены следующим уравнением:
2n⋅Ме
+
m⋅O 2
=
2Me n O m
+Q р ,
(1)
где Q р - тепловой эффект экзотермической реакции; Me - активный металл; m,n - количество атомов.
Величина Q р определяется как разница теплосодержаний исходных и конечных
продуктов реакции. Для подавляющего большинства металлов величина Q р положительна, что соответствует экзотермичности реакции окисления и образования устойчивого
химического соединения. Только для таких металлов, как золото, серебро и некоторые
другие, эта величина не всегда является положительной (химическое соединение бывает
неустойчиво в данных условиях).
Интенсивные экзотермические реакции могут протекать не только по уравнению
(1). В тех случаях когда окислитель ( O 2 ) находится в соединении с другим элементом
( Ме ), экзотермические реакции могут быть описаны следующим уравнением:
M k O m +n⋅Me=Me n O m +k⋅M+Q p ,
(2)
где Me  активный металл; М – неактивный металл; m,n,k  количество атомов.
Следует отметить, что тепловой эффект реакции (2) в большинстве случаев ниже теплового эффекта реакции (1).
Реакция по уравнению ( 1 ) представляет собой (в случае окисления кислородом) горение металла в среде кислорода. Поэтому для упрочнения термодиффузионным методом,
когда деталь находится под толщей песка, практическое использование такой системы
менее удобно, чем системы, описываемой уравнением ( 2 ), где кислород находится в связанном состоянии. Следовательно, для термодиффузионного упрочнения наиболее подходит уравнение экзотермических реакций ( 2 ).
Для протекания реакции необходимо, чтобы изобарный потенциал оксида активного металла, отнесенный к одному молю O 2 , был значительно больше изобарного потенциала оксида восстанавливаемого металла. В этом случае теплосодержание системы
М k O m + n⋅Me в процессе реакции будет уменьшаться, восстановительно-окислительный
процесс пойдет с выделением тепла, вызывая разогрев продуктов реакции.
Интенсивное протекание металлотермической реакции будет наблюдаться только в
том случае, когда выделяющееся тепло способно значительно повысить температуру начала реакции и превысить критическую температуру начала реакции. Так, реакция между
порошком оксида железа и порошком Al весьма экзотермична; теплота, выделяющаяся
при этом, вполне достаточна, чтобы в дальнейшем превысить критическую температуру
(600°С) и обеспечить нормальное течение реакции.
В случае же применения системы SiO 2 +Al теплота образования Al 2 O 3 больше теплоты образования SiO 2 , но так как теплота реакции этой системы значительно меньше,
чем теплота реакции системы Fe 2 O 3 +Al, нормальное течение реакции с отделением металлического кремния не наблюдается. Следовательно, оксид кремния можно применять в
качестве замедляющей добавки в энерговыделяющем составе при термодиффузионном
упрочнении.
Результаты процесса применительно к термитной сварке определяются полнотой
восстановления оксида металла и его отделением от шлаков. Если температура процесса
62
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Вестник Брянского государственного технического университета. 2011. № 3(31)
недостаточно высока, то восстановленные капельки металла не в состоянии преодолеть
вязкость тугоплавких оксидов металла - восстановителя, полного отделения металла в виде единого слитка не наблюдается.
Величина теплового эффекта реакции непосредственно влияет на температуру. Чем
выше температура, тем больше степень диссоциации исходного оксида, тем полнее отделение восстановленного металла.
В литературе в некоторых случаях для оценки химического средства вместо изобарного потенциала используется тепловой эффект реакции, определенный как разница теплосодержаний исходных и конечных продуктов реакции. Поскольку изменение энтропии
существенного влияния на процесс не оказывает, то для оценки металлотермических процессов может быть использован тепловой эффект реакции.
При повышении температуры горения рассматриваемых металлов и их оксидов в
последних могут происходить разовые превращения, сопровождающиеся изменением их
теплоемкостей и тепловыми эффектами превращений. Поэтому теплота образования оксида при различных температурах будет изменяться у различных систем в зависимости от
свойств компонентов.
Так, для системы 2Mg+О 2 в точке 1 происходит плавление магния при 649,5 °С.
При этом тепловой эффект изменения агрегатного состояния магния равен 2 ккал/моль
(скрытая теплота плавления), т. е. теплота дополнительно поглощается системой. Точка 2
соответствует переходу жидкого магния в парообразное состояние (t=1103°С ). Скрытая
теплота испарения составляет 32,0 ккал/моль, что соответствует более резкому изменению
(уменьшению) теплоты образования оксида в зависимости от температуры при температуре выше 1400 °С, хотя при 25 °С теплота образования MgO выше теплоты образования Al 2 O 3 .
Это означает, что при температурax больше 1400 °С алюминий активнее магния, т.
е. при этих условиях возможна реакция
3MgО+2Al=Al 2 O 3 +3Mg.
В качестве кислородосодержащих веществ используются также нитраты ( Ва(NО 3 ) 2 ,
KN0 3 , NaNО 3 ), хлораты ( KCLО 3 , Ba(CLО 3 )⋅H 2 О) и перхлораты (KClO 4 ). Составы, содержащие указанные соли и активные восстановители (например, Mg и Al), нашли широкое применение в пиротехнике. Как правило, эти составы обладают более высоким тепловым эффектом, отнесенным к единице суммарного веса составляющих компонентов, чем
составы с окислителями на основе оксидов металлов. Следует напомнить, что указанные
соли часто используются в качестве подогревающих добавок. Обычно все эти окислители
отдают кислород в процессе горения легче, чем оксиды металлов. Например, распад хлората калия сопровождается даже выделением тепла:
2KClO 3 =2КCl+3O 2 +20 ккал.
При этом скорость реакции и её тепловой эффект возрастают настолько, что процесс
приобретает взрывной характер. В таблице приведены некоторые данные о тепловом
эффекте реакций горения пиротехнических составов.
Прежде чем рассматривать принципы подбора композиций порошков с целью определения возможности использования различных окислителей, необходимо проанализировать рекомендованные в пиротехнике составы, содержащие нитраты и хлораты. В качестве восстановителей использовались порошки алюминия и магния. Литературный анализ
показал, что единственно приемлемым по плавному характеру горения может быть состав,
близкий к 60%NaNO 3 +40%Al.
Составы 60%KClO 4 +40%Mg, 60%KCLO 4 +40%Al и 60%NaNO 3 +40%Mg
имеют
взрывной характер горения с разбрасыванием продуктов реакции, поэтому применение их
для нагрева деталей нецелесообразно. Термитные составы на основе окалины и порошков
63
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Вестник Брянского государственного технического университета. 2011. № 3(31)
алюминия или магния вполне приемлемы для использования в качестве энерговыделяющих компонентов.
Таблица
Тепловой эффект реакций горения пиротехнических составов
Состав
83%KClO 4 +17%Be
60% KClO 4 +40%Mg
66%KClO 4 +34%Al
60%NaNO 3 +40%Al
75%Fe 2 O 3 +25%Al
Продукты горения
KCl+BeO
KCl+MgO
KCl+Al 2 O 3
Na 2 O+Al 2 O 3 +N 2
Fe+Al 2 O 3
Тепловой эффект,
ккал/г
3,19
2,24
2,45
2
0,92
В связи с тем что натриевая селитра ( NaNO 3 ) и окалина, а также оксиды железа
вполне доступны по своей стоимости и приемлемы для использования в пастах в качестве
окислителей, принципы подбора компонентов рассматривались применительно к составам
с указанными окислителями и порошком алюминия в качестве восстановителя.
Необходимо рассмотреть два типа реакции горения: 1) продуктами реакции частично являются газообразные вещества; 2) продукты реакции твердые или жидкие (количество горючего вещества (Al ) в обоих случаях одинаково).
Если принять температуру реакции около 3000 °С, что близко к истинному значению, то продуктом реакции, способным эффективно передать тепло образцу, является оксид алюминия. Оксид натрия (t возг = 1578 °С) и азот при температуре реакции будут находиться в газообразном состоянии и не смогут в полной мере передать тепло нагреваемой
поверхности, а в процессе образования они будут выходить из зоны реакции, унося тепло.
Потери тепла, связанные с выходом азота из зоны реакции, определяются выражением
3
Q 3, = Ср N 2 ⋅ ∆T = 13 ккал.
N2
5
5
Средняя теплоемкость азота Cp n2 в интервале температур 298 … 3000 °С равна 8
кал/моль⋅град.
Коэффициент 3/5 учитывает число молей, участвующих в реакции. Потери, связанные с выходом из зоны реакции газообразной окиси натрия, могут быть определены как
 ,


 Q3
 Na2O 
5
 , затраченное на её нагрев (в количестве 3/5 молей) до темпера
количество тепла
туры 3000 °С . При этом тепловые затраты следует подсчитывать с учетом происходящих
изменений агрегатного состояния оксида натрия:
3000
Q 3,
5
=
Na 2 O
∫ СрdT .
298
Исходные данные для расчета:
- в интервале температур 298 °С….1578 °С
ккал
С Р =15,7+5,4⋅Т⋅10-3;
- L плавления=7,14 моль ;
ккал
- L возгорания=110 моль .
В интервале температур 1578 …3000 °С значение Ср принимается, как для трехатомного газа, 13 кал/моль⋅град.
64
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Вестник Брянского государственного технического университета. 2011. № 3(31)
Q
,
3
Na 2O
5
3
=
5
1193
1578
3
3
−3
∫298(15,7 + 5,4Т ⋅ 10 )dT + 5 Lпл + 5 1193
∫ (15,7 + 5,4Т ⋅ 10 )dT +
−3
3000
3
3
+ Lвозг + ∫ 13 ⋅ dT = 97 ккал ,
5
5 1578
,
Qпотери
= Q 3,
5
N2
− Q 3,
5
Na 2O
= 110 ккал
Тепло, которое остается в зоне реакции у поверхности образца, оказывается равным
уже не 320 ккал, а только лишь 210 ккал, или 65 % от общего теплового эффекта реакции.
Реакция Fe 3 O 4 +Al происходит без выделения газов, и всё выделившееся тепло остается
в зоне реакции.
Таким образом, тепловой расчет показывает, что при близких тепловых эффектах
реакции ( Q р ) значительно выгоднее использовать в качестве компонентов пасты или порошка окислители, не образующие газообразных продуктов реакции. Даже если Q p1 реакции с окислителем типа NaNO 3 значительно превосходит Q p2 реакции с окислителем
типа Fe 3 O 4 , то целесообразность использования тех или иных компонентов может зависеть и от ряда других факторов, поскольку количество полезного тепла в зоне реакции будет отличаться в первом и во втором случаях незначительно, в то время как Q p1 превосходит Q p2 на 65%.
Если предположить, что количество тепла, заключенное в продуктах реакции пасты
или порошка, одинаковое (в одном случае это Al 2 O 3 , в другом - Al 2 O 3 +Fe), то передача
тепла от прилегающих слоев продуктами реакции в пасте или порошке будет пропорциональна их теплопроводности. Если этими слоями будут оксид алюминия, а во втором случае - оксид алюминия и восстановленное железо, то тепло, переданное образцу в одинаковый промежуток времени при одинаковой разности температур
будет выражаться отношением
T − T2 

tS  ,
Q = λ 1
x


Q1 λFe + Al2O3
,
=
λAl2O3
Q2
а это означает, что чем больше тепловой поток в образец, тем интенсивнее нагрев образца
и меньше потери в окружающую среду. Особенно заметно это должно проявляться при
больших скоростях и высоких температурах реакций.
Анализируя результаты исследования, можно сделать следующие выводы:
1. Наиболее приемлемым видом взаимодействия компонентов при экзотермических
реакциях являются реакции замещения, в которых участвуют оксиды металлов.
2. Экспериментальные исследования по энерговыделению следует проводить со следующими компонентами: NaNO 3 , Fe 3 O 4 , Al, Mg.
3. Для предотвращения газовыделения, образования расплавленного железа и получения легкоотделяемых шлаков в состав энерговыделяющей смеси следует вводить Fe 3 O 4 ,
SiO 2 .
4. При получении энерговыделяющей смеси эффективными являются многоцелевые
добавки, позволяющие одновременно влиять на несколько параметров процесса (Fe 3 O 4 ,
SiO 2 , NaNO 3 , Al, Mg).
65
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Вестник Брянского государственного технического университета. 2011. № 3(31)
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1. Бызов, Л. А. Графические методы измерения связей между выделениями / Л.А. Бызов. - М.: Госпланиздат, 1980. - 350с.
2. Березовский, А.А. Математические модели и приближенные методы решения нелинейных проблем теплопроводности и диффузии / А.А. Березовский. - Киев,: Наука, 1991. - 32 с.
3. Беляев, Н. М. Методы нестационарной теплопроводности: учеб. пособие / Н. М. Беляев, А.А. Рядно. - М.:
Высш. шк., 1988. - 328 с.
4. Бровкин, Л. А. Температурные поля тел при нагреве и плавлении в промышленных печах / Л.А. Бровкин. - Иваново: ИЭИ, 1983. - 364 с.
5. Бровкин, Л. А. Температурные поля в процессах с фазовыми превращениями / Л.А. Бровкин, В. А. Гусев, В. М.
Захаров, В. М. Шипилов. - Иваново: ИвГУ, 1980.- 74 с.
6. Бровкин, Л. А. Средства измерения температуры и их проверка / Л.А. Бровкин, В.Ф. Муравьев. - М.:
ИПКНЕФТЕХИМ, 1985. - 153 с.
7. Бахвалов, Н. С. Численные методы: учеб. пособие / Н.С. Бахвалов, Н.П. Жидков, Г.М. Кобельков. - М.: Наука,
1987. - 600 с.
8. Вантерберг, В. Н. Температура реакции железного термита / В. Н. Вантерберг, С.А. Венер. - М., 1996.293с.
Материал поступил в редколлегию 8.06.11.
66
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Вестник Брянского государственного технического университета. 2011. № 3(31)
УДК 621.787
Р.В. Гуров
ФОРМИРОВАНИЕ КАЧЕСТВА ПОВЕРХНОСТНОГО СЛОЯ ПРИ ОТДЕЛОЧНЫХ
И ОТДЕЛОЧНО-УПРОЧНЯЮЩИХ РЕЖИМАХ ОТДЕЛОЧНО-УПРОЧНЯЮЩЕЙ
ОБРАБОТКИ ПОВЕРХНОСТНЫМ ПЛАСТИЧЕСКИМ ДЕФОРМИРОВАНИЕМ
Проанализирована математическая модель деформирования шероховатости при отделочно-упрочняющей
обработке поверхностным пластическим деформированием (ОУО ППД). Приведены примеры расчета силовых и энергетических характеристик деформируемой шероховатости. Предложена методика расчета силовых и энергетических параметров процесса ОУО ППД при отделочных и отделочно-упрочняющих режимах.
Ключевые слова: поверхностное пластическое деформирование, качество поверхностного слоя, шероховатость, режимы обработки.
При отделочных и отделочно-упрочняющих режимах отделочно-упрочняющей обработки поверхностным пластическим деформированием (ОУО ППД) требуемые параметры качества обрабатываемой поверхности формируются в результате деформирования
исходной шероховатости поверхностного слоя. Деформация неровностей исходного профиля шероховатости происходит следующим образом. По мере увеличения усилия происходит смятие выступов шероховатости. Вытесняемый при этом из вершины неровности
материал перемещается во впадину неровности. Дно впадины, приподнимаясь, в целом
сохраняет исходную форму до контакта с поверхностью инструмента. На рис. 1 приведены профилограммы исходного профиля шероховатости и профиля после обработки ППД
шариком на отделочных и отделочно-упрочняющих режимах.
Рис. 1. Профиль шероховатости после ОУО ППД шариком при различных
усилиях обработки
Уравнение для определения относительных опорных площадей микронеровностей
выше средней линии имеет вид [1]
v
 y 
tp = tm
 ,
 Rp 
67
(1)
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Вестник Брянского государственного технического университета. 2011. № 3(31)
а ниже средней линии vB
 R max − y 
tp = 100 − ( 100 − tm)
 ,
 R max − Rp 
где tm , Rmax, Rp – параметры шероховатости; y – уровень, на котором определяется
tp; ν и νв – показатели степени.
При деформации неровности (рис.2, 3) соотношение между площадями имеет вид
Аv = Аv' = Аo – А 1 .
(2)
Величина площади Аv определяется интегрированием кривой профиля шероховатости, описываемой уравнением (1). Величина площади Ао определяется по зависимости
v

 y k  


Sm100 − t 
m  Rp  


 

,
Ao = y
осн
200
где y к – величина контактного сближения инструмента и поверхности; y осн – величина
поднятия дна неровности.
При расчете площади А 1 возможны два случая:
− площадь А 1 ограничена сверху кривой профиля выступа (рис.2), при этом величина контактного сближения yк не превышает некоего переходного значения;
− площадь А 1 ограничена сверху кривой выступа и впадины (рис.3), при этом величина контактного сближения yк больше переходного значения.
Рис. 2. Схема расчета параметров неровности при величине у к
68
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Вестник Брянского государственного технического университета. 2011. № 3(31)
меньше переходной
Как видно из рис.2, первый случай возможен, когда точка профиля, соответствующая переходу от выступа к впадине, сдвигаясь вверх за счет поднятия дна неровности на
у осн , еще не достигает контакта с инструментом.
Площадь А 1 определяется (с учетом равенства треугольников ABC и CDE) как разность площадей фигуры CFGE и прямоугольника CFGD (рис.2,3):
А 1 = А CFGE - А CFGD .
Рис. 3. Схема расчета параметров неровности при величине у к
больше переходной
После подстановки и преобразования зависимость (2) принимает следующий вид:
- в первом случае –
Smtm y k
200 Rp v v + 1
v +1
= yосн
v

 y k  


Sm 100 − tm
v +1

v +1
Rp  


 − Smtm  (yосн + y k ) − y k − y y v  ;
осн k 
200
v +1
200 Rp v 

- во втором случае –
69
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Вестник Брянского государственного технического университета. 2011. № 3(31)
Smtm y k
200 Rp v v + 1
−
v +1
= y осн
v




y
k
 
Sm100 − tm

 Rp  

200
−

100-tm  (R max -(y k + y осн ))vв +1
Sm 

100
+
−
(y
y
Rp)-(R max -Rp)  
k
осн
vв
200 
vв + 1 
(R max -Rp)

−
v
(y )v +1  Smtmy k y осн
Smtm 
 Rp − k v  +
.
200(v + 1 ) 
Rp 
200 Rp v
Данные зависимости позволяют по заданной величине у к определить значение у осн .
В связи со сложностью выражений расчет целесообразно проводить на ЭВМ численными
методами. По известным значениям у к и у осн определяется относительная контактная длина tp k по следующим зависимостям:
- в первом случае –
v
 y + yосн 
tpk = tm k
 ;
 Rp 
(3)
- во втором случае –
vB
 R max -(y k + yосн ) 
tpk = 100 − ( 100 − tm)
 .
R max -Rp


(4)
tp, tpk , %
На рис. 4 построен график значений tp k в зависимости от у к по выражениям (3) и (4).
Для сравнительного анализа на том же рисунке представлен график зависимости tp от у к .
Шероховатость, описываемая графиками на рис. 4, имеет следующие параметры: Ra
= 3,2 мкм, Rp = 9,4 мкм, Sm = 0,15 мм.
Как видно из графика на рис. 5, до величины контактного сближения у к ≈ 0,5 Rp
графики отличаются незначительно (отличие порядка 8…11 %).Однако по мере увеличения контактного сближения отличие растет и при у к ≈ Rp становится более 100%.
у к , мкм
Рис. 4. Графики зависимости относительной опорной длины tp и
относительной контактной длины tp k от контактного
–––––– – tp k
сближения у к : ∙ ∙ ∙ ∙ ∙ ∙ – tp ;
Таким образом, для упрощения расчетов величин относительной опорной длины при
контактных сближениях у к ≤0,5 Rp целесообразно использовать зависимость (1), а при
больших сближениях, вплоть до у к = Rp, – зависимости (3) и (4).
70
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
(tpk – tp)/tp , %
Вестник Брянского государственного технического университета. 2011. № 3(31)
Rp
ук , мкм
Рис. 5. График зависимости (tpk – tp)/tp от
контактного сближения ук
Одним из основных параметров режима
ОУО ППД статическими методами является рабочее усилие обработки P. Для его расчета необходимо знать номинальную площадь контакта
А 0 и номинальное контактное давление Pк в каждой точке контакта.
Контактное давление Pк зависит от текущего значения относительной контактной длины
tp k и степени упрочнения k и определяется по
зависимости [1]
Pк = c΄ k σ T tp k (у к )/100,
(5)
где с΄ = 2,87 – коэффициент стеснения [1]; σ Т – предел текучести обрабатываемого материала, МПа; k – степень упрочнения материала на элементарной площадке; tp k – относительная контактная длина профиля шероховатости обрабатываемой поверхности в пределах элементарной площадки контакта, %.
Номинальная площадь контакта А 0 определяется из геометрических соображений с
учетом следа от предыдущего прохода. Профиль рабочей поверхности инструмента может
иметь форму, достаточно сложно поддающуюся аналитическому описанию. Кроме того,
современные тенденции предполагают дискретное описание формы сложных поверхностей инструмента. В связи с этим представляется целесообразным дискретное описание
площадки контакта инструмента и обрабатываемой поверхности. Поверхность контакта
представляется в виде набора из определенного количества элементарных площадок, каждая из которых характеризуется своим значением контактного сближения, соответствующей контактной длиной, а также степенью упрочнения.
В этом случае рабочее усилие обработки раcсчитывается по зависимости
P = c' σ T
Ao n
∑ (ki tpki ) ,
n i =1
где с΄ = 2,87 – коэффициент стеснения [1]; σ Т – предел текучести обрабатываемого материала; k i – степень упрочнения материала на i-й элементарной площадке (учитывая относительно небольшие степени упрочнения (до 1,3), для всей площадки контакта можно
принимать средние значения степени упрочнения); Ао – геометрическая площадь контакта
инструмента и обрабатываемой поверхности; n – количество элементарных площадок; tp ki
– относительная контактная длина профиля шероховатости обрабатываемой поверхности
в пределах i-й элементарной площадки контакта. В случае достаточно простых для аналитического описания геометрических параметров инструмента суммирование может быть
заменено интегрированием.
В последнее время существенно расширяется использование ударных методов ОУО
ППД ввиду ряда технологических преимуществ, предоставляемых ими. Одной из основных характеристик этих методов является энергия удара. На сегодняшний день существует достаточно большое количество работ, посвященных взаимосвязи энергетических параметров процесса обработки и параметров качества поверхностного слоя, в частности
глубины и степени упрочнения. Однако энергетическим характеристикам при формировании шероховатости внимания не уделено, следовательно, режимы при отделочной и отделочно-упрочняющей обработке определяются методом пробных проходов, что затрудняет
работу технологов.
71
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Вестник Брянского государственного технического университета. 2011. № 3(31)
Для определения энергоемкости исходной шероховатости поверхности целесообразно использовать величину удельной работы Aду, совершаемой при деформации исходной
шероховатости на величину заданного контактного сближения у к . Данную характеристику удобно представить в виде графика зависимости Aду от у к .
Удельная работа определяется из следующих соображений. При деформировании
неровностей в каждый момент времени контактное давление определяется по зависимости
(5). Приняв, что при бесконечно малом перемещении в направлении контактного сближения контактное давление не изменяется, удельную работу можно определить по зависимости
(6)
Aду΄= Pк dy = c΄ k σ T tp k (у к ) dy/100.
Проинтегрировав выражение (6) по контактному сближению от 0 до требуемой величины, получим необходимое значение работы:
y ki
Aду =
∫
0
Pк dy =
c ' kσ T
100
yki
∫
tp k (у к )dy.
0
Аду, мДж/мм2
Аду, мДж/мм2
В связи со сложностью полученного выражения его целесообразно вычислять численными методами с использованием ЭВМ.
На рис. 6а представлен график зависимости удельной работы от контактного сближения для шероховатости с параметрами Ra =3,2 мкм, Rp =9,4 мкм, Sm =0,15 мм и материала с σ Т = 315 МПа, на рис. 6б – для шероховатости с Ra =0,94 мкм, Rp =1,55 мкм,
Sm =0,16 мм и того же материала.
у к ,мкм
у к ,мкм
а)
б)
Рис. 6. Удельная работа при деформировании шероховатости
С другой стороны, работа, совершаемая инструментом при множестве ударов по
единичной площади обрабатываемой поверхности, определяется как сумма энергий всех
ударов на этой площади. Принимая, что энергии ударов равны, получаем
Аду = Еу m у ,
где Еу – энергия единичного удара, мДж; m у – плотность ударов, мм-2.
Плотность ударов m у связана со средним шагом между отпечатками в продольном
(направление скорости детали Vд) (Sz пр ) и поперечном (Sz поп ) направлениях:
m у = (Sz пр Sz поп )-1 .
Шаг отпечатков, в свою очередь, оказывает влияние на формируемую шероховатость обрабатываемой поверхности. При отсутствии раздельных требований по продоль72
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Вестник Брянского государственного технического университета. 2011. № 3(31)
ной и поперечной шероховатости целесообразно принимать Sz пр = Sz поп . С целью повышения производительности обработки величину шага между отпечатками желательно
брать максимальной, обеспечивающей требуемую шероховатость обрабатываемой поверхности.
Энергия единичного удара определяется возможностями, кинематическими и конструктивными особенностями установок и приспособлений для того или иного метода
ударной обработки [3].
Таким образом, использование предлагаемой модели позволяет провести теоретический расчет режимов как для статических, так и для ударных методов обработки, что существенно упрощает работу технолога и обеспечивает снижение времени на подготовку
производства.
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1. Суслов,А.Г. Качество поверхностного слоя деталей машин/ А.Г.Суслов. – М.:Машиностроение, 2000. –
320 с.
2. Гуров,Р.В. Методология проектирования операций отделочно-упрочняющей обработки деталей машин
поверхностным пластическим деформированием/ Р.В.Гуров// Вестн. БГТУ. – 2010. – №4. – С.17.
3. Одинцов, Л.Г. Упрочнение и отделка деталей поверхностным пластическим деформированием: справочник/Л.Г.Одинцов. – М.:Машиностроение, 1987. – 328 с.
Материал поступил в редколлегию 12.05.11.
73
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Вестник Брянского государственного технического университета. 2011. № 3(31)
УДК 621.81.004.1:624.04
Е.С. Евтух
НАПРЯЖЕННО-ДЕФОРМИРОВАННОЕ СОСТОЯНИЕ В ОБЛАСТИ КОНТАКТА
КОЛЕСА И РЕЛЬСА ПРИ НАЕЗДЕ КОЛЕСА НА СТЫК
Приведены результаты решения контактной задачи для колеса и рельса методом конечных элементов с учетом динамических усилий, возникающих при наезде колеса на стык. Рассмотрены два положения колеса
относительно рельса: на кромке стыка и на удалении от него.
Ключевые слова: контакт колеса и рельса, метод конечных элементов, проход стыка, динамические нагрузки, упругопластическая модель.
При перекатывании колеса через рельсовый стык между ними возникают динамические усилия, которые сопровождают их ударное взаимодействие. Повышенные динамические нагрузки на рельс в области стыка вызывают осадку балластного слоя. В зависимости
от типа подвижного состава и скорости движения допускается глубина просадки 10-15
мм, при которой участок пути ещё не подлежит ремонту. Участок просадки балласта по
длине может охватывать 3-7 шпал с каждой стороны от стыка. Просадка балласта ведет к
снижению жесткости пути на этом участке. Вследствие этого кроме ударного процесса
при прохождении стыка наблюдается процесс колебаний, обусловленный изменением жесткости пути на участке просадки. Компьютерное моделирование данных процессов с использованием комплекса программ «Универсальный механизм» позволило определить
значения динамических сил взаимодействия колеса и рельса при движении полувагона со
скоростями 50, 70 и 90 км/ч, глубине просадки 10, 15, 20 и 25 мм, длине участка, охватывающей 3-7 шпал. Установлено, что сила удара на стыке и динамическое усилие, обусловленное колебательным процессом, возникающее между рельсом и колесом, когда оно расположено на удалении от стыка, достигают 340 кН. Контактная задача при таком значении
сил взаимодействия колеса и рельса должна решаться в упругопластической постановке.
Диаграммы деформирования материалов колеса и рельса. Диаграммы деформирования материалов колеса и рельса получены путем испытаний длинных цилиндрических образцов на машине Р20. Диаметр образца принимался равным 10 мм, расчетная
длина l 0 — 10d 0 , рабочая длина (расстояние между внутренними торцами головок образца) на 6 мм больше расчетной. Образцы испытывались с настройкой машины на максимальное разрывное усилие 100 кН.
Условная диаграмма напряжений, полученная при испытании образца, изготовленного из бандажной стали вагонного колеса, приведена на рис.1а. Бандажная сталь обладает всеми признаками пластичного материала: на диаграмме обнаруживается площадка текучести, образец разрушается с образованием шейки. Определены характеристики прочности бандажной стали: предел текучести σ Т = 389 МПа, временное сопротивление при
растяжении σ в = 756 МПа, истинное сопротивление разрыву S к = 1126,5 МПа. Характеристики пластичности: относительное удлинение после разрыва δ = 12,8%, относительное
сужение после разрыва ψ = 32,8%.
При построении условной диаграммы напряжений масштаб относительных линейных деформаций установлен с использованием начального линейного участка диаграммы
в предположении, что модуль упругости материала образца равен 2∙1011 Па. В качестве
деформации, соответствующей пределу пропорциональности, принято значение ε пц =
1,723∙10-3. Диаграмма деформирования аппроксимирована отрезками прямых на восьми
участках [1]. Аппроксимированная диаграмма, построенная в относительных координатах
ε
σ
ε = e , σ = e , приведена на рис.1б.
εТ
σТ
74
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Вестник Брянского государственного технического университета. 2011. № 3(31)
б)
а)
Рис. 1. Диаграмма напряжений бандажной стали: а – условная; б - аппроксимированная
Для рельсовой стали получена диаграмма растяжения без площадки текучести. Образец разрушился с образованием шейки. Характеристики прочности: условный предел
текучести σ 0,2 = 761 МПа, временное сопротивление при растяжении σ в = 1032 МПа, истинное сопротивление разрыву S к = 1592
МПа. Характеристики пластичности материала составили δ = 8,7%
и ψ=35,4%. Аппроксимированная
отрезками прямых на восьми участках диаграмма деформирования
рельсовой стали представлена на
Рис. 2. Аппроксимированная диаграмма растяжения рельсовой
рис.2.
стали
Аппроксимированные диаграммы деформирования материалов использованы при решении упругопластических
контактных задач для колеса и рельса.
Конечноэлементная расчетная схема. Контактные задачи в упругопластической
постановке решены с использованием комплекса программ ITFEMCP. Рассмотрены случаи контакта вагонного колеса со стандартным профилем поверхности катания и рельса
Р65 с неизношенными поверхностями катания. В расчетную схему включались фрагменты
колеса и рельса с размерами, обеспечивающими достаточное затухание напряжений и деформаций к плоскостям их выделения. Рассматривалось центральное расположение колеса на рельсе. В случае контакта, расположенного на удалении от стыка, использовалась
симметрия расчетной схемы относительно поперечной плоскости, проходящей через точку начального контакта.
Размеры области, содержащей фрагменты колеса и рельса: по оси x – 60 мм, по оси y
– 65 мм, по оси z – 30 мм. Использована система отсчета, ось z которой ориентирована
вдоль образующей рельса, ось x – в поперечном направлении, ось y – вдоль нормали к
точке начального контакта.
Для построения конечноэлементных схем использованы восьмиузловые элементы с
длиной ребер 1 мм. Конечноэлементная сетка получена методом «драги».
Сетка для случая контакта, расположенного на удалении от стыка, представлена на
рис.3а. Она содержит 68952 узла и 62500 конечных элементов.
При рассмотрении контакта в области рельсового стыка использована конечноэлементная модель, представленная на рис.3б. Она отличается тем, что фрагмент колеса
дополнен симметричным относительно поперечной плоскости. Для материалов колеса и
75
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Вестник Брянского государственного технического университета. 2011. № 3(31)
рельса задавались постоянные упругости: модуль упругости первого рода Е = 2∙1011 Па,
коэффициент Пуассона μ = 0,3, коэффициент трения между контактирующими поверхностями, равный 0,17.
б)
а)
Рис. 3. Конечноэлементная схема для расчёта контакта вагонного колеса и рельса:
а - на удалении от стыка; б – на кромке стыка
Для моделей задавались следующие краевые условия: на узлы, расположенные на
плоскостях выделения и плоскости симметрии фрагментов, накладывались связи, перпендикулярные этим плоскостям. Нагрузка прикладывалась с использованием краевых условий второго рода путем задания смещений узлам, расположенным на верхней плоскости
фрагмента колеса, по оси y. Нагрузка от колеса на рельс контролировалась по сумме проекций контактных сил на ось y. Заданные значения нагрузки достигались путем подбора
смещений узлов. Решения выполнялись в упругопластической постановке с использованием теории пластического течения [2;3].
Контакт, расположенный на удалении от стыка. Для этого варианта выполнены
расчеты при нагрузках от колеса на рельс 125, 220 и 300 кН. Поперечные и продольные
осевые разрезы эпюр давлений, соответствующих этим нагрузкам, приведены на рис.4.
При упругопластическом деформировании материала давления распределяются не
по уравнению полуэллипсоида, как при решении задачи Герца в упругой постановке.
Верхняя часть эпюры давлений выполаживается, а у контура пятна контакта давления
снижаются более резко. Максимальные давления в контакте составляют (0,85…0,72)∙р 0 ;
где р 0 - максимальные давления при решении задачи в упругой постановке. С увеличением нагрузки размеры контакта увеличиваются по сравнению с решением в упругой постановке в 1…1,2 раза. Площадь контакта получается больше на 20%.
Размеры областей, охватываемых пластическими деформациями, для материалов колеса и рельса существенно различаются. Наибольшая интенсивность деформаций возникает в точках, расположенных на оси y. Графики изменения интенсивности деформаций
по глубине подконтактного слоя представлены на рис.5. Наибольшая интенсивность деформаций в материале колеса возникает на глубине 4…5,5 мм. При нагрузке 300 кН она
достигает 3,78ε Т .
Материал рельса значительно меньше охвачен пластическими деформациями. Они
появляются при нагрузках на рельс, превышающих 200 кН. При нагрузке 300 кН наи76
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Вестник Брянского государственного технического университета. 2011. № 3(31)
большая интенсивность наблюдается в точке, расположенной на глубине 5 мм, и составляет всего 1,16ε т .
б)
а)
Рис. 4. Законы распределения контактных давлений поперёк рельса (а) и вдоль рельса (б)
при значениях нормальной силы (кН): 1- 300; 2 – 220; 3 - 125
б)
а)
Рис. 5. Графики изменения интенсивности деформаций по глубине подповерхностного слоя в случае контакта вдали от стыка: а – в колесе; б – в рельсе
б)
а)
Рис. 6. Законы распределения контактных давлений поперёк рельса (а) и вдоль рельса (б) при переезде колеса
через стык при значениях нормальной силы (кН): 1- 150; 2 – 110; 3 – 62,5
77
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Вестник Брянского государственного технического университета. 2011. № 3(31)
Контакт, расположенный у кромки стыка. Для этого случая контакта выполнены
расчеты при нагрузках от колеса на рельс 62,5, 110 и 150 кН. По результатам расчетов построены эпюры распределения давлений по поверхностям контакта. Их разрезы продольными плоскостями, проходящими через точку начального контакта, представлены на
рис.6. Для распределения давлений характерны особенности, рассмотренные в первом
случае. У кромки рельса наблюдается краевой эффект, который выражен не так резко, как
при решении в упругой постановке.
Графики изменения интенсивности деформаций материалов колеса и рельса вдоль
оси y представлены на рис.7.
а)
б)
Рис. 7. Графики изменения интенсивности деформаций по глубине подповерхностного слоя в случае контакта на стыке: а – в колесе; б – в рельсе
Пластические деформации, возникающие в материале колеса, несколько выше, чем в
рассмотренном ранее случае.
Точка с наибольшей интенсивностью деформаций материала колеса располагается
на глубине 2 мм от поверхности контакта. Интенсивность деформаций на поверхности
контакта незначительно отличается от ее максимального значения.
Особо сильно изменяется картина интенсивности деформаций для рельса. Значительные пластические деформации возникают уже при нагрузке 62,5 кН, причем наибольшая интенсивность деформаций наблюдается в точках, лежащих на поверхности контакта. При нагрузке 150 кН она составляет 4,56ε Т .
Таким образом, для решения поставленной задачи было сделано следующее:
1. Испытаны на растяжение образцы из рельсовой и бандажной стали, используемой
для изготовления вагонных колес. Получены диаграммы деформирования этих материалов, которые использованы при решении упруго-пластических контактных задач для колеса и рельса.
2. Исследовано напряженно-деформированное состояние в области контакта колеса
вагона и рельса со стандартными профилями поверхности катания при центральном расположении колесной пары на удалении от стыка.
Решение выполнено в упругопластической постановке с использованием теории
пластического течения методом конечных элементов.
При расчете пластических деформаций распределение давлений на поверхности
контакта отличается от полученного в упругой постановке: выполаживается верхняя часть
эпюры давлений, максимальные давления снижаются на 28% при максимальных нагрузках от колеса на рельс, на 20% увеличивается площадь контактного пятна.
Пластические деформации в материале рельса возникают лишь при нагрузках, превосходящих 200 кН. Материал колеса больше подвержен пластическим деформациям.
78
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Вестник Брянского государственного технического университета. 2011. № 3(31)
Наибольшие деформации возникают на глубине 4…5,5 мм под центром контакта, при нагрузке 300 кН наибольшая интенсивность деформаций достигает 3,78ε Т .
3. Исследовано напряженно-деформированное состояние колеса и рельса при расположении колеса на кромке рельса. Распределение давлений отличается от случая, когда
колесо расположено вдали от стыка, наличием краевого эффекта у кромки.
Пластические деформации в материале колеса несколько выше, чем в первом случае.
Материал рельса у кромки испытывает значительные пластические деформации. Они
имеют наибольшее значение в точках, расположенных на поверхности контакта, при нагрузке 150 кН их интенсивность достигает 4,56ε Т .
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1. Серенсен, С.В. Несущая способность и расчеты деталей машин на прочность / С.В. Серенсен, В.П. Когаев,
Р.М. Шнейдерович. - М.: Машиностроение, 1975. - 488 с.
2. Малинин, Н.Н. Прикладная теория пластичности и ползучести / Н.Н. Малинин. - М.: Машиностроение,
1975. - 400 с.
3. Качанов, Л.М. Основы теории пластичности / Л.М. Качанов. - М.: Наука, 1969. - 420с.
Материал поступил в редколлегию 31.08.11.
79
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Вестник Брянского государственного технического университета. 2011. № 3(31)
УДК 621.165
А.В. Осипов, А.Н. Голушко, А.В. Бирюков
РЕЗУЛЬТАТЫ ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНОГО ИССЛЕДОВАНИЯ ТЕЧЕНИЯ
ПОТОКА В УРАВНИТЕЛЬНОЙ КАМЕРЕ ЗА РЕГУЛИРУЮЩЕЙ СТУПЕНЬЮ
Рассмотрено влияние уравнительной камеры за регулирующей ступенью на характер потока за первой ступенью давления. Построены зависимости изменения коэффициента потерь энергии от режимов работы регулирующей ступени и геометрии камеры. Рассмотрены пути улучшения организации течения в камере.
Ключевые слова: регулирующая ступень, уравнительная камера, коэффициент потерь энергии, неравномерность течения, парциальность.
Ведущая роль в производстве электрической энергии принадлежит паротурбинным
установкам (ПТУ). Выполнение неравномерного графика электрической нагрузки обеспечивают пиковые и полупиковые паровые турбины. Эффективность рабочего процесса таких турбин в значительной степени зависит от выбора конструктивных и режимных параметров парциального отсека с сопловым парораспределением.
Условия работы регулирующей ступени (РС) приводят к значительной окружной неравномерности параметров потока в уравнительной камере (УК). Это, в свою очередь, существенно влияет на экономичность первой нерегулируемой ступени давления (СД) и цилиндра высокого давления в целом. В таблице приведены схемы построения проточных
частей турбин, выпускаемых КТЗ, ЛМЗ, ТМЗ, которые показывают наличие подобной
проблемы для цилиндров не только высокого, но и среднего и низкого давления.
Таблица
Схемы построения проточных частей паровых турбин малой мощности
Р-4-20/2ТК
Заводизготовитель
КТЗ
Формула схемы
проточной части
1Р+7
Р-4-35/3
КТЗ
1К+8
Р-12-35/5М
КТЗ
1Р+7
Р-60-90/30
ТМЗ
1К+12
Р-40-130/31
Р-50-130/18
ТМЗ
ЛМЗ
1К+8
1Р+16
ПР-6-35/15/5
КТЗ
1Р+3+1Р+3
ПР-23-90/10/0,5
ТМЗ
1Р+16+1Р+6
Т-6-35
КТЗ
1К+10+1Р+5
Т-25-90/1,2
ТМЗ
1Р+21+1Р+2
П-1,5-35/5
ПТ-12-35/10
ПТ- 12/15-90/10
ПТ-25/30-90/10
ПТ-25-90/10М
КТЗ
КТЗ
ТМЗ
ЛМЗ
КТЗ
1К+3+1Р+4
1К+4+1Р+6+1Р+1
1К+10+1Р+5+1Р+3
1К+8+1Р+5+1Р+3
1К+7+1Р+6+1Р+3
ПТ-25-90/10
ТМЗ
1Р+15+1Р+4+1Р+2
Тип турбины
Схема проточной части
Примечание. В формуле схемы проточной части Р – одновенечная РС, К – двухвенечная РС.
80
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Вестник Брянского государственного технического университета. 2011. № 3(31)
Экспериментальные исследования парциальных отсеков указывают на сложный
пространственный характер течения в УК. Известны исследования по определению влияния работы РС на последующие СД, выполненные на базе ХТЗ, БИТМа и МЭИ [1;4-6].
Следует отметить, что эксперименты, выполненные в последнее время, проводились в основном на статических стендах. Полученные результаты дают основание для предположения об имеющемся резерве повышения экономичности парциальных отсеков за счет
совершенствования их конструкции. Анализ литературных данных позволяет констатировать наличие недостаточно изученных проблем, связанных с применением отсеков РСУК-СД. Поэтому экспериментальные исследования подобных отсеков являются актуальными и представляют практический интерес.
Для решения поставленной проблемы был спроектирован и создан модельный отсек
[3], повторяющий типовую конструкцию парциального отсека паровой турбины с возможностью изменения его конструктивного оформления (выбор межступенчатого расстояния, установка периферийных и корневых обводов, организация парциального подвода рабочего тела (р.т.) и др.).
Изменение нагрузки ПТУ определяется режимом работы РС. При этом меняются парциальность ε и характеристическое отношение u/c 0 =x, во многом определяющие экономичность РС и последующих СД. С целью выбора области
проводимых исследований были проанализированы режимные характеристики
РС турбин, выпускаемых КТЗ (рис. 1).
Рис. 1. Характеристики работы РС η = f ( u c0 ) для
Как следует из рис. 1, РС большинразличных турбин: 1 – П-6-3,4; 2 – Р-2,5-3,4/0,3; 3 –
Р-12-3,4; 4 – К-37-3,4; 5 – ПР-6-3,5
ства турбин основную часть времени работают на дооптимальном (x<x opt ) режиме. Встречаются случаи работы турбины на режимах выше оптимального (x>x opt ), но они не
являются основными и используются крайне
редко. На рис. 2 представлен график распределения значений максимально возможной парциальности для рассматриваемого ряда турбин. Из
представленного графика видно, что большинство турбин спроектированы для работы с максимально возможным значением степени парциальности, не превышающим 0,7. Реже встречаются турбины, работающие с максимальной степеРис. 2. Значения максимальной парциальности РС в зависимости от мощности
нью парциальности ε=0,85…0,9. Поэтому наитурбины
больший интерес при исследовании модельного
отсека представляли турбины, работающие с
ε<0,7.
Во всех исследованных турбинах с целью уменьшения потерь на концах сегментов
сопел подвод р.т. осуществлялся путем открытия соседних клапанов.
Экспериментальные исследования по определению влияния конструктивных и режимных параметров на экономичность отсека РС-УК-СД выполнялись по разработанной в
лаборатории турбомашин кафедры «Тепловые двигатели» БГТУ методике [7] с соответствующими специфике исследуемой модели дополнениями. Для определения суммарных
характеристик РС необходимо располагать осреднёнными значениями параметров потока
в контрольных сечениях. Так как условия работы РС приводят к значительной окружной и
81
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Вестник Брянского государственного технического университета. 2011. № 3(31)
радиальной неравномерности, необходимо проводить подробное траверсирование потока
в этих контрольных сечениях.
При проведении опытов траверсирование потока за НА СД осуществлялось ориентируемыми 5-канальными пневмометрическими зондами, установленными с возможностью их перемещения по высоте лопатки с шагом 0,5 мм и по окружности с шагом 1º. Отсчет велся по часовой стрелке начиная из точки А – 0º (рис. 3а). Экраны для создания парциального
подвода
устанавливались симметрично относительно точки А. На рис. 3б
представлен пример
установки экрана для
создания парциальности ε=0,5. По часовой
стрелке от точки А
установлен экран с
ε=0,25, симметрично
ему – второй. Оба экрана совместно обеса)
б)
Рис. 3. Заглушки для имитации парциального подвода:
печивали
необходиа – принцип установки экранов и размещение точек отсчета;
мую парциальность.
б – пример установки заглушки на РС для создания парциальности ε = 0,5
Вариант расположения экранов выбран аналогично прототипу таким образом, чтобы р.т. проходило через соседние сопла, тем самым снижая сегментные потери.
Для получения эпюр распределения давления по окружности было проведено подробное траверсирование потока за НА СД с последующим приведением параметров к требуемому режиму и осреднением их по высоте лопатки.
Длительность и большой объем работы при траверсировании контрольных сечений вынуждают проводить эти измерения в
отдельных опытах. Вследствие этого процесс опытного определения суммарных характеристик УК осуществлялся в несколько
этапов:
1. Проведение экспериментального исследования парциального отсека с целью
получения суммарных аэродинамических
характеристик его элементов по параметрам
потока в контрольных точках.
2. Траверсирование потока в контрольных
Рис. 4. Схема канала за РС:
сечениях (2-1 – за РК РС; 1-2 – за НА СД).
рег
–
средний
диаметр РС; l2рег – высота рабочей
d
2
3. Приведение полей параметров потока,
полученных
при
траверсировании,
к лопатки РС; d1давл – средний диаметр первой нересоответствующему режиму в ходе снятия
гулируемой СД; l1давл – высота направляющего
суммарных характеристик по параметрам в
аппарата первой СД; ∆z – расстояние между
ступенями; НА – направляющий аппарат; РК –
контрольных точках.
рабочее колесо; СС – сегмент сопел
4. Осреднение приведенных параметров
потока в контрольных сечениях.
5. Определение эмпирической связи между осредненными параметрами в
82
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Вестник Брянского государственного технического университета. 2011. № 3(31)
контрольных сечениях и параметрами потока в контрольных точках; расчет
действительных средних значений параметров потока на режимах снятия суммарных
характеристик.
6. Расчет искомых действительных суммарных аэродинамических характеристик
элементов отсека по действительным средним параметрам потока.
Так как полученные значения КПД являются функцией параметра отношения скоростей, то
необходима статистическая оценка точности. Для этого использовался метод наименьших
квадратов. С его помощью находились вероятнейшие значения коэффициентов функциональной
зависимости, описывающей результаты измерений, затем определялась доверительная область
вокруг нее. В данной области заданной доверительной вероятности находится истинная кривая.
Погрешность каждого отдельного измерения КПД можно оценить по погрешностям первичных
измерений. Для экспериментального стенда было просчитано, что для отдельных опытных точек
КПД равен ±0,23% (относительных) при доверительной вероятности, равной 0,95. Результаты
расчетов показывают, что в зоне оптимума доверительный интервал меняется в пределах
0,05…0,12% при заданной надежности 0,95; для зон, удаленных от оптимума, доверительные
интервалы не превосходят ±0,15%.
С целью количественного определения степени неравномерности потока по данным
траверсирования выходного поля давлений рассчитывалось осредненное значение относительного избыточного давления полного торможения[6]:
n
∆p12i
∑
max
i =1 ∆p12
,
∆p12cp =
n
где n – число экспериментальных точек.
Затем из результатов траверсирования находились две выборки отклонения значений
избыточного давления полного торможения :
∆p12 j
∆p12 g
cp
(j=
1…k),
>
∆
p
< ∆p12cp (g= 1…q) .
12
max
max
∆p12
∆p12
Проводилось следующее осреднение :
q
k
∆p12ming
∆p12max
i
∑
∑
max
p12max
g =1 p12
min
, ∆p12 =
,
∆p =
d
f
где f – число экспериментальных точек, вошедших в первую выборку; d=n-f – число экспериментальных точек второй выборки.
В результате для количественной оценки степени окружной неравномерности целесообразно использовать следующий коэффициент неравномерности выходного поля давлений за сопловой решеткой
∆p12max − ∆p12min
.
Φ=
∆p12cp
Потеря располагаемой кинетической энергии в УК оценивалась по следующей зависимости:
k −1
k −1

 

k
k




p
p
ζ =1 − 1 −  12*   1 −  12*   ,
  p12     p21  

 

*
*
где p12 – статическое давление за НА СД; p12 – полное давление за НА СД; p21
– полное давление за РК РС.
max
12
j =1
83
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Вестник Брянского государственного технического университета. 2011. № 3(31)
Для отработки методики и получения эталонных характеристик РС в
отсеке были проведены ее
исследования с полным
подводом р.т.
В ходе исследования
а)
б)
влияния режима работы
РС x=u/c 0 и относительного
межступенчатого
расстояния (ОМР) ∆z на
характер
распределения
параметров потока в УК
получены графики отнов)
г)
сительного избыточного
Рис. 5. Распределение относительного давления за НА СД при радавления
торможения
боте РС в режиме полного подвода:
∆P12ϕ =
∆P12ϕ ∆P12max
при
а – ∆z =
2,5; x<xopt; б – ∆z =
2,5; x=xopt;
ϕ
в – ∆z =
2,5; x>xopt; г – ∆z =
3,5; x=xopt
ОМР ∆z =2,5 и ∆z =3,5.
Результаты исследований показали, что режим работы РС не оказывает значительного влияния на характер распределения параметров потока в УК. На рис. 5а-в представ2,5 на дооптилены графики распределения относительного давления за НА СД при ∆z =
мальном, оптимальном и выше оптимального режимах соответственно. Коэффициент неравномерности для этих же опытов изменялся в пределах ΔФ=2,25%. При увеличении
3,5 (рис. 5г) происходит незначительное уменьшение коэффициента неравОМР до ∆z =
номерности по сравнению с работой отсека на оптимальном режиме. Как следует из рис.
5г, при ∆z =
3,5 разница составляет ΔФ=0,8%.
В ходе исследования работы РС было отмечено, что при уменьшении ОМР ( ∆z < 2)
происходит падение КПД РС. Это наиболее заметно проявляется для полноподводного
режима. На рис. 6 представлены графики изменения относительного КПД РС в зависимости от режима работы.
Графики изменения КПД РС при работе в изолированных условиях и работе в отсеке с УК при ∆z =
3,5
полностью совпадают, а при ∆z =
1 происходит падение
КПД на 2%. В режиме парциального подвода р.т. характер зависимостей сохраняется (рис. 6).
Как показано на рис. 7, увеличение ОМР приводит
к росту КПД РС до
значения, соответстРис. 6. Относительный КПД РС:
вующего ее работе в
1 – ε=1, ∆z =
3 ; 2 – ε=1, ∆z =
1;
изолированных усло3 ; 4 – ε=0,23,
3 – ε=0,23, ∆z =
виях.
С целью определения влияния геометрии УК при различных вариантах парциального подвода были построены графики
изменения относительного максимального КПД РС в
зависимости от ОМР (рис.8). Значения на кривых получены путем деления максимального КПД РС для кажРис. 7. Зависимость максимального
дого из выбранных ОМР на максимальный КПД ступеКПД от относительного
межступенчатого расстояния;
ни при ее работе с тем же уровнем парциальности в
УК
изол
1 – ε=1; 2 – ε=0,7; 3 – ε=0,5;
изолированных условиях: ηmax = ηmax
.
/ η max
4 – ε=0,23
84
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Вестник Брянского государственного технического университета. 2011. № 3(31)
На рис. 8 показано, что при работе РС в режиме полного подвода и ∆z =3…4 УК не
оказывает влияния на КПД РС. При ∆z <3 КПД РС уменьшается. Данное явление объясняется тем, что при уменьшении ОМР кольцевая струя, выходящая из РК РС, не может
беспрепятственно распространяться, ударяясь в расположенную напротив нее стенку. Это
вызывает рост сопротивления потоку р.т. за РК и приводит к увеличению давления за РС
(кривая 4). Кривая 1 характеризует изменение КПД ступени при ее работе в парциальном
режиме при наименьшем значении парциальности – ε=0,23. Для данного условия подвода
р.т. характерно наименьшее падение КПД РС. Это обусловлено тем, что при парциальном
подводе из РС р.т. вытекает не по кольцевой струе, а по ее ограниченному сектору, который может растекаться, не вызывая значительного повышения давления за РС и уменьшения срабатываемого теплоперепада.
Кривые 2 и 3 характеризуют изменение относительного максимального КПД при
работе ступени в условиях парциального подвода при
ε=0,5 и ε=0,7 соответственно. Судя по расположению
кривых, можно утверждать, что существует прямая зависимость между градиентом падения максимального КПД
и степенью парциальности ступени. Чем ниже значение
парциальности, тем медленнее происходит падение КПД
РС. Если при работе РС в составе отсека с полноподводным режимом ее КПД становится равным КПД ступени
3, то для ступев изолированном режиме при ОМР ∆z =
Рис. 8. Зависимость относительни с парциальностью ε=0,23 это достигается при
ного максимального КПД РС
2,2.
∆z =
от ОМР УК: 1 – ε=0,23; 2 – ε =0,5;
При работе отсека с парциальным подводом р.т.
3 – ε =0,7;4 – ε =1
прослеживается влияние режима работы РС на распределение давления за НА СД (рис. 9). Изменение режима работы (x=u/с 0 ) приводит к смещению пика максимальных давлений в сторону закрутки потока.
На режимах ниже оптимального (x<x opt )
величина распространения активной дуги составляет 65°, при этом коэффициент неравномерности Ф=0,92. При x≈x opt величина распространения активной дуги составляет 130°, при
этом коэффициент неравномерности Ф=0,88.
При x>x opt величина распространения активной
дуги составляет 155°, коэффициент неравномерности Ф=0,84. Отсюда следует, что с увеличением характеристического отношения u/c 0 сектор
кольцевой струи увеличивается практически в
Рис. 9. Распределение относительного
давления за НА ступени давления при уровне
два раза. При этом он смещается в сторону
парциальности ε = 0,23 и относительном
вращения рабочего колеса. Указанное явление
2,5:
межступенчатом расстоянии ∆z =
сохраняется
при уровнях парциальности
1 – x<xopt ; 2 – x=xopt ; 3 – x>xopt
ε=0,23…0,7 и ∆z =
1…4. Чем выше значения ε и
Δz, тем в меньшей степени проявляется данная зависимость.
При работе РС с парциальным подводом при ε=0,5 рост ∆z от 1 до 4 приводит к
выравниванию потока (рис. 10). С увеличением ОМР коэффициента неравномерности
снижается, одновременно увеличивается дуга активного подвода (от 180 до 240º).
85
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Вестник Брянского государственного технического университета. 2011. № 3(31)
0
0
а)
б)
0
0
в)
г)
Рис. 10. Распределение относительного давления за НА СД при x=xopt, ε = 0,5: a – ∆z =
1; б – ∆z =
2;
в – ∆z =
3; г – ∆z =
4
Рис. 11. Распределение коэффициента неравномерности за
НА СД для различных уровней парциальности РС в зависимости от относительного межступенчатого расстояния:
1 – ε=0,23; 2 – ε=0,5; 3 – ε=0,7
В ходе анализа полученных
результатов были построены графики изменения коэффициента неравномерности полного давления в зависимости от межступенчатого расстояния для различных уровней
парциальности (рис. 11). Очевидно,
что при увеличении ОМР от ∆z =1
до ∆z =2 происходит резкое падение коэффициента неравномерности. Дальнейшее увеличение ОМР
также приводит к падению этого
коэффициента, но градиент падения
уменьшается. При ∆z >3 падение
коэффициента неравномерности наравномерного течения следует выпол-
ходится в пределах 1…3%. Поэтому для создания
нять камеру с величиной ОМР ∆z >3.
Коэффициент потерь энергии в УК зависит от режима работы РС, степени ее парциальности и геометрии камеры. При этом на оптимальном режиме увеличение ∆z от 1 до 2
снижает коэффициент потерь на 40%. При ∆z >2 происходит наиболее плавное перетекание потока в УК, позволяющее получить наименьший уровень потерь. Приведенные зависимости сохраняют одинаковый характер для всех исследованных уровней парциальности
(рис. 12).
В ходе опытов была установлена зависимость коэффициента потерь энергии от режима работы РС. На рис. 13 представлены графики изменения относительного КПД и коэффициента потерь в зависимости от режима работы РС. Как видно из графиков, наи86
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Вестник Брянского государственного технического университета. 2011. № 3(31)
меньший уровень потерь наблюдается при работе РС на
режимах выше оптимального. При этом одним из определяющих факторов следует считать закрутку потока
р.т. за РК, от которой сильно зависит взаимодействие
основного потока с массой газа, заполняющей УК. При
режиме работы РС х< х opt закрутка с 2uРС <0, т.е. вектор
основного потока противоположен направлению вращения диска РК РС и массы р.т. в УК. При х=х opt поток
за РК практически осевой и с 2uРС =0, а рассматриваемые
векторы взаимоперпендикулярны. В области режимов
х>х орt направления этих потоков совпадают, так как
Рис. 12. Изменение коэффициента
закрутка с 2uРС >0 [2]. При совпадении направлений течепотерь УК в зависимости
ния
потоков получаем зону наименьших потерь энергии
от межступенчатого расстояния
для различных уровней парциав УК. Данное явление также объясняет, почему при изльности: 1 – ε = 0,23; 2 – ε = 0,5;
менении режима работы РС смещается зона активной
3 – ε = 0,7.
дуги.
Как показали проведенные исследования,
экономичность регулирующей ступени зависит от
режима ее работы и геометрических характеристик УК, в частности от межступенчатого расстояния. Выявлена оптимальная величина этого
расстояния, минимальное значение которого не
должно быть менее ∆z =2,5. Выбор данного расстояния зависит от конструктивных особенностей
парциального отсека.
Общие потери в камере РС определяются
Рис. 13. Изменение коэффициента
потерь УК при работе РС с ε=0,23
режимом ее работы. В частности, установлено,
и межступенчатым расстоянием 2,5
что положительная закрутка уменьшает уровень
для различных режимов работы ступепотерь. Это обстоятельство следует учитывать
ни: 1 – КПД; 2 – коэффициент потерь
при проектировании рассматриваемых отсеков.
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
Гоголев, И.Г. Характеристики двухступенчатого отсека и его второй ступени при парциальном
впуске первой ступени/ И.Г. Гоголев, А.М. Дроконов, В.В. Тарасов// Теплоэнергетика. - 1983. - №6.
- С. 24-26.
2. Гоголев, И.Г. Метод определения КПД двухступенчатого турбинного отсека /И.Г. Гоголев, А.М.
Дроконов // Фундаментальные и прикладные проблемы техники и технологии. – 2011. - №4. – С.
27-31.
3. Осипов, А.В. Повышение эффективности работы парциального отсека паровой турбины благодаря
физическому и численному моделированию/ А.В. Осипов, А.Н. Голушко, А.В. Бирюков // Научнотехнические ведомости СПбГПУ. - 2010. - №3.- С. 40-45.
4. Галацан, В.Н. Исследование регулировочной ступени совместно с последующим направляющим
аппаратом / В.Н. Галацан, В.И. Гольман, Л.А. Зарубин // Теплоэнергетика. – 1985. - №7. – С. 61-63.
5. Зарянкин, А.Е. Использование перфорированных экранов в камере регулирующей ступени паровой
турбины с сопловым парораспределителем /А.Е. Зарянкин, С.В. Арианов, О.М. Фичоряк [и др.] //
Тяжелое машиностроение. - 2007. -№1. -С. 10-15.
6. Зарянкин, А.Е. Снижение неравномерности параметров потока при входе в сопловой аппарат первой нерегулируемой ступени паровой турбины с сопловым парораспределением / А.Е. Зарянкин,
Н.А. Зройчиков,А.Н. Парамонов,О.М. Фичоряк // Теплоэнергетика. - 2006. - №11. - С. 4-9.
7. Афанасьев, Н.Н. Аэродинамические характеристики ступеней тепловых турбин / Н.Н. Афанасьев,
В.Н. Бусурин, И.Г. Гоголев [и др.]; под общ. ред. В.А. Черникова. - Л.: Машиностроение, 1980. –
263 с.
1.
Материал поступил в редколлегию 12.08.11.
87
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Вестник Брянского государственного технического университета. 2011. № 3(31)
УДК 628.5: 620.9 + 658.562
Т.В. Клименко, А.В. Тотай, В.С. Казаков
СОВРЕМЕННЫЕ ПОДХОДЫ К ВОПРОСАМ ПОВЫШЕНИЯ КАЧЕСТВА
ПРОДУКЦИИ И ЭКСПЛУАТАЦИОННОЙ БЕЗОПАСНОСТИ
ЭНЕРГОТЕХНОЛОГИЧЕСКИХ КОМПЛЕКСОВ
Рассмотрены возможности разработки интегрированной системы управления качеством эксплуатации энерготехнологического оборудования для обеспечения выпуска конкурентоспособной продукции, повышения
надежности и безопасности производства, увеличения эффективности мероприятий по охране труда и окружающей среды.
Ключевые слова: система управления качеством, энерготехнологическое оборудование, эксплуатация, качество продукции, безопасность производства, охрана труда, экологический менеджмент.
Продукция энерготехнологической, теплотехнической и электроэнергетической отраслей промышленности не только общественно востребована, но и весьма специфична по
своему характеру – это производство тепло- и энергоносителей в виде высокопотенциальных потоков горячей и холодной воды, технологического пара и конденсата, электроэнергии, сжатого воздуха, сжиженных природного и других газов. Современный уровень требований к этим энергоносителям, прежде всего как к продукции, устанавливаемый действующими стандартами (ГОСТ, РД, СНиП, ТУ) и другими нормативными документами,
достаточно высок и определяет с учетом особенностей технологии не только технические
условия функционирования самого производства (компрессорные установки, котельные
агрегаты, ТЭЦ, АЭС, газоразделительные и газоперекачивающие станции), но и ограничения по условиям охраны и безопасности труда, медико-биологическим и экологическим
показателям воздействия на персонал и окружающую среду. Продукция энергетических
комплексов, помимо этого, должна удовлетворять запросам потребителя и быть конкурентоспособной на экономическом рынке, что также имеет свои особенности, обусловленные
ее спецификой и требованиями международного стандарта качества [1].
Таким образом, в энергетической отрасли очевидна потребность создания системы
оценки и управления качеством не только продукции, но и технологических процессов,
как выработки энергоносителей, так и функционирования самого производства, что на
практике означает необходимость формирования основных принципов (концепции) качества эксплуатации энерготехнологического оборудования. При этом вопросы менеджмента качества собственно продукции и технологических процессов, включая безопасность и
охрану труда, как непосредственно взаимосвязанные производственным циклом, необходимо рассматривать совместно в виде внутренней задачи данной системы. А вопросы качества эксплуатации, внешнего воздействия проявляющихся факторов - рисков (тепловые
потери, шум, вибрация, стоки, выбросы вредных веществ и т.п.) должны составлять задачу экологического менеджмента. Все это происходит в едином производственном комплексе «энерготехнологическое оборудование - обслуживающий персонал - окружающая
среда», где выбор приоритетов качественных показателей процессов может быть неоднозначным. Совместное решение указанных задач с учетом нормативных документов в единой интегрированной системе позволит разработать для энерготехнологических комплексов эффективные подходы к проблемам повышения не только качества их продукции, но
и эксплуатационной безопасности всего производственного цикла.
Важнейшие для практики пути повышения качества эксплуатации энерготехнологического оборудования могут быть также реализованы с применением основных положений процессного подхода [2; 3]. Каждому этапу в развитии энерготехнологической отрас88
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Вестник Брянского государственного технического университета. 2011. № 3(31)
ли соответствует некоторый уровень организации менеджмента качества, на котором появляется необходимость управленческого воздействия на производство с целью его совершенствования. При этом установление, обеспечение и поддержание необходимого
уровня качества продукции при ее разработке, изготовлении, монтаже и испытании, эксплуатации, модернизации, реконструкции или утилизации, осуществляемые путем систематического контроля качества, в совокупности представляют непрерывный процесс
функционирования системы. Технически необоснованное стремление к увеличению производительности энергоустановок (положительный аспект «за»), как правило, сопровождается повышением виброакустического воздействия на оператора, концентраций выбросов вредных веществ в промзону, дополнительными теплопотерями и другими рисками (аспекты «против»), снижающими качество эксплуатации. При процессно-ориентированном
подходе к управлению качеством один и тот же процесс зачастую является источником
опасности для персонала и одновременно источником продукции, соответствующей установленным требованиям к качеству, которая, в свою очередь, может представлять экологический аспект при определенных условиях ее использования. Энерготехнологические процессы могут не только иметь результатом выпуск продукции или оказание услуг, но и быть
носителями потенциальных рисков выпуска некачественной продукции, причинения ущерба окружающей среде или здоровью персонала. Создание интегрированной системы менеджмента качества является одним из подходов к повышению надежности эксплуатации и
конкурентоспособности продукции энерготехнологических комплексов.
Процессы системы управления качеством продукции, экологические аспекты, опасности производства нужно рассматривать в интегрированной системе менеджмента
(ИСМ) как триединый элемент, управляемый с помощью процессного подхода [4; 5]. Интеграция систем служит минимизации факторов риска, связанных как с процессами производства, так и с процессами управления им. Идентификация процессов и элементов в
системе управления качеством требует конкретных практических действий, среди которых могут применяться управленческий анализ, конструкторско-технологическое сопровождение, диагностическое исследование. При этом диагностирование становится одним
из основных методов оценки качества работы и, следовательно, неотъемлемой частью
системы управления качеством эксплуатации энерготехнологического комплекса. Функциональная значимость диагностирования существенно возрастает при разработке интегрированной системы менеджмента, где этот метод можно отнести к обязательному блоку
«Оценка показателей деятельности ИСМ» [1].
Диагностика
Аспект
ISO 9001:2008
ISO 9001
ГОСТ
РД и ТУ
Не
соответствует
Опасность, риски
Воздействие
Продукция
энерготехнологического
комплекса
Процессы
Соответствует
- выбросы
- вибрация
- сбросы (стоки) - шум
- отходы
- запыленность
- травмы
- болезни
- ущерб здоровью - проф. забол.
- ухудшение производств. среды
Диагностика
Процессы
ISO 14001:2004
ГОСТ 14001 2007
СН 2.2.4/
2.1.8.566 - 96
OHSAS 18001
ГОСТ 12.0.230 2007
СНиП 23 - 03 2003
Рис. 1. Схема формирования ИСМ качества продукции и эксплуатации энерготехнологического комплекса
Интегрирование систем менеджмента качества осуществляется не формальным сложением или сравнением однотипных требований, а их иерархическим наложением. Одно
из таких решений на основе методов имитационного моделирования применительно к вопросу создания ИСМ качества, безопасности труда и окружающей среды в организации
описано в работе [6]. Конкретизируя концептуально рассмотренную задачу, авторы статьи
предлагают схему возможного формирования ИСМ качества энерготехнологического
89
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Вестник Брянского государственного технического университета. 2011. № 3(31)
комплекса с учетом специфики его продукции, особенностей функционирования производства и условий эксплуатации (рис. 1).
Для определения потенциально влияющих параметров, воздействий, аспектов и рисков (рис. 1) могут быть использованы различные инструменты качественного анализа
взаимосвязи, которые обладают индивидуальными особенностями и возможностями (в
зависимости от поставленной цели исследования) [7]. Наглядное представление о таком
влиянии факторов дает причинно-следственная диаграмма К. Исикавы, доработанная авторами применительно к задачам энерготехнологического производства (рис. 2). Эта диаграмма проста и удобна для практического использования, так как позволяет не только
выявить определяющие качество продукции факторы, но и в анализе процессов при необходимости установить (назначить) способом ранжирования степень важности отдельных
параметров при оценке качественных показателей.
Технология
Персонал
- организация труда
- состояние рабочего места
- недостат. контроль
- человеческий фактор
- недостат. квалификация
- качество подаваемого газа и воздуха
- техническое состояние воды и пара
- использование конденсата
- качество сжатого воздуха
- современные материалы
Сырье, материалы
- продолжительность техпроцесса
- параметры энергоносителей
- нарушение техпроцесса
- устаревшая технология
- использование ЭВМ
- условия эксплуатации
- износ и моральное старение
- техн.-эконом. показатели
- модернизация
- реконструкция
Качество
продукции и
эксплуатации
Оборудование
Рис. 2. Причинно-следственная диаграмма для определения факторов, влияющих на качество
продукции и эксплуатации энерготехнологических установок
Метод весовых коэффициентов позволяет смещать акценты оценки важности влияния параметров (не только количественной, но и качественной) в зависимости от анализируемого этапа жизненного цикла, как самого изделия (продукции), так и технической системы в целом [7; 8]. Такой подход к рассмотрению характеристик энерготехнологического
комплекса, во-первых, дает возможность учитывать особенности генерирования энергоносителей, во-вторых, объединяет проблемы повышения показателей качества продукции,
эксплуатации и экологического менеджмента в решение комплексной задачи, в-третьих,
позволяет оптимизировать по факторам влияния исследуемые рабочие процессы. Для этих
целей могут быть использованы методы обобщенных переменных, целевых функций, нечетких множеств, причем как в абсолютных значениях параметров, так и в их относительных величинах - безразмерных комплексах (критериях). Последнее обстоятельство существенно расширяет область практического использования результатов качественного анализа, позволяя сделать подобный подход к оценке эффективности работы энерготехнологических систем фактически универсальным.
Интегрированная система управления качеством становится стержневым элементом,
координирующим инженерно-экономические, конструкторско-технологические, экологические, медико - биологические и другие решения в вопросах «за» и «против» на всех этапах
жизненного цикла энергетического производства: разработка - проектирование, изготовление - испытание, эксплуатация - постоянное улучшение (инновация, модернизация, реконструкция). Решение указанных задач повышения качества является одним из эффективных
рычагов подъема до современного уровня конкурентоспособности продукции отечественного энерготехнологического производства, а также его эксплуатационной безопасности.
90
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Вестник Брянского государственного технического университета. 2011. № 3(31)
Использование современных информационных технологий, баз данных и знаний,
программных комплексов в виде экспертных систем, элементов искусственного интеллекта существенно расширяет возможности качественного анализа, повышает оперативность
принятия руководством конкретных решений. Это значительно улучшает в целом динамику согласования режимов работы энергосистемы с нагрузками потребителей, что особо
важно для энергетических установок, так как способствует повышению качества их продукции и эксплуатационной надежности.
Авторами предложена практическая реализация схемы процессного подхода к
управлению качеством эксплуатации компрессорной установки с использованием экспертной системы (рис. 3) [3; 8].
Управляющие
факторы
Компрессорная установка
Воздухозаборник
Компрессор
Система
смазки
Системы
охлаждения
Управляемые
параметры
Воздух
Входы
объекта
Промежуточные значения энергетических и
виброакустических характеристик
Экспертная
система
контроля и
диагностики
Выходы
объекта
Информация
о качестве
сжатого
воздуха
Модуль
принятия
решения о
качестве
эксплуатации
Рис. 3. Схема диагностики технического состояния и качества эксплуатации
компрессорной установки с использованием экспертной системы
Для диагностирования качества продукции (сжатого воздуха), надежности работы и
экологического мониторинга компрессорного оборудования использована экспертная система «TILShell 3.0+», апробированная в задачах контроля и оценки технического состояния,
энергетических параметров, виброакустических характеристик компрессора и его вспомогательного оборудования [9]. В качестве элемента, расширяющего возможности такой экспертной системы, можно предложить функциональный блок - модуль принятия решения о
качестве эксплуатации, где базы данных, полученные с применением инструментальных и
аналитических методов диагностики, используются при комплексном диагностировании и
экспертизе показателей эксплуатационной надежности технического объекта. Один из вариантов наполнения блок-схемы модуля принятия решения [10], адаптированный авторами
к техническим задачам эксплуатации любой энерготехнологической установки с возможностями экспертной оценки (в том числе и качественных показателей), изображен в общем
виде на рис. 4. Блок-схема представляет собой алгоритм принятия решения на конкретном
этапе функционирования производства (в данном случае при эксплуатации). Из анализа алгоритма следует, что схема принятия решений на отдельных этапах и стадиях одинакова,
конкретное же наполнение некоторых блоков, т.е. методы получения и оценки информации,
подходы к согласованию и выработке рекомендаций и т.п., может быть различным. Рассмотрим последовательность функционирования модуля принятия решений для оценки качества продукции и эксплуатации компрессорной установки (рис. 3):
- формирование на основе результатов диагностирования базы данных (технический срез режимных параметров установки), характеризующей рабочие процессы получе91
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Вестник Брянского государственного технического университета. 2011. № 3(31)
ния в компрессоре сжатого воздуха (давление, температура, производительность, неравномерность подачи - степень пульсации потока, влажность и запыленность воздуха, мощность привода, полезная работа компрессора, виброакустические характеристики, механические и гидравлические шумы, нарушения в работе вспомогательного оборудования)
(блок 1);
- аналитические расчеты, формирование оценочных критериев, элементы имитационного моделирования, анализ и сопоставление результатов с нормативной базой, нормирование рабочих параметров, определение качественных показателей, экспертные заключения и рекомендации (блоки 2 - 4);
- операции логического перехода в зависимости от принятого в блоке 4 технического решения (блок 5);
- возможные пути совершенствования и улучшения производства сжатого воздуха,
обеспечивающие повышение качества продукции и эксплуатации компрессорной установки: модернизация производства (блок 6) и реконструкция производства (блоки 7 - 9).
Данные диагностики
технических характеристик энергетической
установки и её продукции
1
Анализ информации о качестве продукции и
эксплуатационной безопасности установки.
Расчет и экспертная оценка технико-экономи2
ческих и экологических показателей
Сравнение результатов и принятие решения
о качестве продукции и эксплуатации 4
Рекомендации по
улучшению качества
продукции и эксплуатации?
Да
Банк данных
и знаний
о качестве
продукции 3
Модернизация производства
6
5
Нет
Реконструкция производства
7
Получение информации об эффективности
производства после реконструкции
Согласование этапов и уровней
развития производства с политикой
в области качества продукции 8
9
Рис. 4. Блок-схема работы элементов модуля принятия решения в экспертной системе
управления качеством эксплуатации энерготехнологической установки
Блок-схему работы элементов модуля принятия решения (рис. 4) можно считать логическим завершением структуры программного комплекса экспертной системы (рис. 3),
которая позволяет на основе результатов диагностики, баз данных и знаний дать экспертный совет или принять решение относительно некоторого вопроса в узкой предметной
области понятным для пользователя образом, а также обладает рядом преимуществ для
92
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Вестник Брянского государственного технического университета. 2011. № 3(31)
создания, например, АСУ качеством эксплуатации и экологическим контролем надежности работы компрессорной установки. Аналогичный инновационный подход в методе
оценки показателей качества эксплуатационного мониторинга применим и для других
энерготехнологических комплексов (котельные установки, насосные и вентиляционные
системы, тепловые сети, перекачивающие станции, нефте- и газопроводы и т.п.).
В совокупности с рассмотренными схемами качественного анализа такой диагностический подход, базирующийся на информационном методе, сочетается с общими принципами создания ИСМ качества энерготехнологического комплекса, заложенными в блоке
«Диагностика» (рис. 1), и позволяет выработать конкретные направления решения задач
обеспечения эксплуатационной надежности и экологической безопасности, существенно
уменьшая при этом риски принятия необоснованных решений и влияния человеческого
фактора в проблемных ситуациях функционирования современной энергетики.
Получаемые в процессе мониторинга технического состояния энергетических установок сведения трудно сопоставимы между собой и не всегда удовлетворяют условиям,
которые позволили бы обоснованно применить для их анализа традиционные методы
оценки эксплуатационных показателей. Для решения этой задачи необходимо определять
обобщенные характеристики качества продукции, уровня эксплуатации энергетического
оборудования с учетом того, что ресурс его работы со временем снижается из-за физического износа и морального старения, а также повышения требований к техническим параметрам, экологическим показателям и ужесточения требований соответствующих стандартов [8]. Существующая на практике процедура оценки качества собственно продукции в
ИСМ должна быть обязательно дополнена методами оценки качества эксплуатации оборудования и сопутствующих этому аспектов. Разработанный с такой направленностью подход становится заключительным этапом в ИСМ, позволяющим получить обобщенный показатель (критерий) качества конкретного производства.
Таблица
Система оценки качества эксплуатации энерготехнологического оборудования
Производственный цикл
Стадия
Этап
Монтаж, наладка и ввод
оборудования в эксплуатацию
Текущая эксплуатация
Эксплуатация
Реконструкция
Техническое обслуживание и ремонт
Метод получения
исходных данных
Метод оценки
качества
Результаты пуско-наладочных
испытаний
КОИ [7]
Анализ учетной производственнотехнической и нормативной документации.
Обобщение производственного опыта
и наблюдений. Экспертный анализ
ОУК
по шкале
функции желательности
(критерий
Харрингтона
[8])
Плановая
модернизация
Квалиметрия.
Сравнение технических возможностей
и показателей качества с передовыми
достижениями в отрасли
Совершенствование производства
Прогнозирование результатов. Технико-экономическое
обоснование
КОИ
Утилизация
Анализ дефектной ведомости. Сбор,
сортировка и переработка отходов
УИО [7]
Примечание. КОИ – комплексная оценка по результатам испытаний; ОУК – оценка уровня качества по принятой шкале; УИО – уровень использования отходов производства.
Анализируя рекомендации по оцениванию качества продукции на различных стади93
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Вестник Брянского государственного технического университета. 2011. № 3(31)
ях ее производственного цикла, а также учитывая рассмотренные особенности создания
ИСМ качества современного промышленного комплекса, в том числе энерготехнологического, можно предложить достаточно эффективную систему оценок и методик определения качества эксплуатации оборудования (таблица).
Для энерготехнологического оборудования оценочные показатели качества продукции, надежности эксплуатации и экологической безопасности могут быть получены на
основе баз данных диагностических исследований [9]. С целью адекватной оценки качества эксплуатационных показателей необходимо, как уже отмечалось, определять обобщенные характеристики работы энергетического оборудования. Для решения этой задачи может быть использована методика интегральной оценки качества, в основе которой лежит
расчет на базе теории нечетких множеств значения обобщенной функции желательности.
Конкретный расчет и анализ показателей качества эксплуатационной надежности и экологической безопасности энерготехнологического оборудования на примере производственной компрессорной установки приведены в [8].
Рассмотренные методы и подходы представляют научный и практический интерес для
диагностирования и квалиметрии процессов в технически сложных системах, к которым
можно отнести энерготехнологические комплексы. Создание безопасных технологий производства энергоносителей с прогнозируемыми показателями (характеристиками качества
продукции) – это основа инженерных подходов в современной энергетике при решении
таких задач, как:
- разработка интегрированной системы управления качеством продукции и эксплуатации энерготехнологического комплекса;
- организация автоматизированного мониторинга показателей работы энерготехнологического оборудования и получение на основе экспертного анализа соответствующих рекомендаций по улучшению качества продукции и эксплуатации;
- обеспечение оптимальных (с точки зрения эксплуатационной надежности, охраны
труда, экологической безопасности) режимов работы оборудования;
- оценка качества продукции энерготехнологического комплекса;
- прогнозирование и нормирование показателей эксплуатационной и экологической
надежности энерготехнологического оборудования;
- оперативное решение вопросов устранения аварийных и чрезвычайных ситуаций.
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1. ГОСТ Р ИСО 9001 - 2008. Системы менеджмента качества. Требования.
2. Горленко, О.А. Процессный подход к менеджменту качества / О.А. Горленко, И.Г. Манкевич; под ред.
О.А. Горленко. - Брянск: БГТУ, 2008. - 168 с.
3. Тотай, А.В. Процессный подход при оценке качества эксплуатации энерготехнологического оборудования / А.В. Тотай, В.С. Казаков, Т.В. Клименко // Менеджмент качества продукции и услуг: материалы 3й Междунар. науч.- техн. конф.: в 2 т./ под ред. О.А. Горленко.- Брянск: БГТУ, 2010. - Т.2. - С. 259 - 264.
4. Василевская, С.В. TQM - основа интегральной системы менеджмента / С.В. Василевская // Методы менеджмента качества. – 2005. - №1. - С. 32 - 38.
5. Мирошников, В.В. Интегрированная система менеджмента качества, безопасности труда и охраны окружающей среды / В.В. Мирошников // НИСОНГ-2-2002. Управление качеством. - C. 17-22.
6. Школина, Т.В. Создание интегрированной системы менеджмента качества, безопасности труда и окружающей среды в организации / Т.В. Школина // Вестн. БГТУ. - 2010. - №3. - С. 115-123.
7. Хвастунов, Р.М. Квалиметрия в машиностроении / Р.М. Хвастунов, А.Н. Феофанов, В.М. Корнеева, Е.Г.
Нахапетян. - М.: Машиностроение, 2009. - 285 с.
8. Тотай, А.В. Оценка и нормирование показателей качества эксплуатационной надежности и экологической безопасности энерготехнологического оборудования / А.В. Тотай, В.С. Казаков, Т.В. Клименко //
Справочник. Инженерный журнал. - 2010. - №2. - С. 34 - 37.
9. Казаков, В.С. Современные методы диагностирования показателей надежности и экологической безопасности при эксплуатации энерготехнологического оборудования / В.С. Казаков, Т.В. Клименко //
Вестн. БГТУ. - 2008. - №3. - С. 26-31.
10. Черноруцкий, И.Г. Методы принятия решений / И.Г. Черноруцкий. - СПб.: БХВ - Петербург, 2005.- 416 с.
Материал поступил в редколлегию10.08.11.
94
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Вестник Брянского государственного технического университета. 2011. № 3(31)
ВЫЧИСЛИТЕЛЬНАЯ ТЕХНИКА
И ИНФОРМАЦИОННЫЕ ТЕХНОЛОГИИ
УДК 621.313.33
Л.А. Потапов, В.П. Маклаков
МОДЕЛИРОВАНИЕ ЭЛЕКТРОМАГНИТНЫХ ПРОЦЕССОВ
В ТОРМОЗЕ С МАССИВНЫМ РОТОРОМ
Рассмотрено численное моделирование электромагнитных процессов в тормозе с массивным ферромагнитным ротором. Представлены графики распределения магнитной индукции и плотности тока в массивном
роторе. Приведено упрощенное аналитическое решение задачи.
Ключевые слова: электромагнитный тормоз, массивный ферромагнитный ротор, численное моделирование,
магнитная индукция, плотность тока.
Современные программные комплексы (Ansys, Comsol Multiphysics и др). позволяют
моделировать и исследовать на компьютерах электромагнитные процессы во вращающихся узлах электромеханических устройств с учетом зубчатости статора и нелинейности
магнитной характеристики материала ротора. Эти процессы чаще всего невозможно исследовать экспериментальным путем.
Ниже приведены результаты моделирования электромагнитного тормоза с массивным ферромагнитным ротором, выполненным на основе статора трехфазного асинхронного двигателя 4АА56В4У3, одна из обмоток которого подключалась к постоянному напряжению.
Обмотка статора имела 2 пары полюсов, 812 витков на фазу; ток в обмотке – 1 А. Ротор имел наружный диаметр 55 мм, длину 70 мм, удельную электропроводность материала γ = 5,6⋅106 См/м и нелинейную магнитную характеристику В(Н), определенную экспериментальным путем. Между статором и ротором был воздушный зазор 0,5 мм.
Для сравнения рассмотрены два варианта распределения витков обмотки по пазам
статора (при неизменном значении МДС обмотки): в первом варианте обмотка каждого
полюса уложена в 2 паза (рис. 1а), во втором варианте – в 4 паза (рис.1б).
а)
б)
Рис. 1. Картина электромагнитного поля в поперечном сечении тормоза с массивным ферромагнитным
ротором для двух вариантов размещения обмотки возбуждения
Линии равного векторного потенциала формируют трубки равного потока – это позволяет определить характер распределения магнитного потока по зубцам статора и по
95
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Вестник Брянского государственного технического университета. 2011. № 3(31)
ротору. Во втором варианте (рис. 1б) магнитное поле почти не проходит по одному из
зубцов. Плотность тока в роторе представлена интенсивностью. В поверхностном слое
ротора справа от зубцов плотность тока больше (более светлый цвет).
Программный комплекс Comsol Multiphysics позволяет получить более наглядные
графики распределения магнитной индукции и плотности тока. На рис. 2а, б представлены
для одной пары полюсов графики распределения магнитной индукции в поверхностном
слое ротора при различных скоростях вращения ротора. В первом варианте магнитная индукция распределена в виде прямоугольных импульсов с пульсациями, обусловленными
зубчатостью статора. Во втором варианте (рис. 2б) магнитная индукция распределена
вдоль окружности ротора почти по синусоидальному закону. При отсутствии вращения
ротора (n = 0 об/мин) максимальное значение магнитной индукции в обоих случаях одинаково: В п = 0,22 Тл. При увеличении скорости вращения магнитная индукция В п под левым краем полюса уменьшается, а под правым краем почти не изменяется. В результате
среднее значение магнитной индукции В п уменьшается. В то же время тангенциальная составляющая магнитной индукции B τ при увеличении скорости вращения ротора существенно возрастает (рис. 2в, г) и приближается к синусоидальному закону распределения
вдоль окружности ротора. При этом в обоих случаях амплитуда В τ достигает 0,8 Тл, оставаясь почти неизменной при различных скоростях вращения ротора.
Bn, Тл
Bn, Тл
1
2
0,2
1
0,2
2
3
3
0,1
0
4
4
5
5
0
6
6
–0,1
–0,2
–0,2
0
x, м
0,04
0
x, м
0,04
б)
а)
Bτ, Тл
0,8
Bτ, Тл
0,8
4,5,6
3
2
6
0,4
0,4
5
4
3
2
1
1
0
0
–0,4
–0,4
–0,8
–0,8
0
0,04
в)
x, м
0
0,04
г)
x, м
Рис.2. Распределение магнитной индукции в поверхностном слое ротора при разных скоростях
вращения: 1–0 об/мин; 2–1000 об/мин; 3–2000 об/мин; 4–3000 об/мин; 5–4000 об/мин; 6–5000
96
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Вестник Брянского государственного технического университета. 2011. № 3(31)
Распределение плотности тока в поверхностном слое ротора при разных скоростях
вращения представлено на рис. 3а, б. В первом варианте размещения обмотки возбуждения плотность тока у правого края полюса существенно больше, чем у левого края (при
скорости вращения 5000 об/мин – в 4 раза). Во втором варианте изменение плотности тока
вдоль окружности ротора приближается к синусоидальному закону (без учета пульсаций,
вызванных зубчатостью статора).
Изменение плотности тока по глубине ротора представлено на рис. 3в, г. При увеличении скорости вращения ротора плотность тока вблизи поверхности возрастает, а глубина проникновения уменьшается.
J 107,А/м2
J 107,А/м2
0,8
4 5
3
0,4
0,4
6
1
2
0
0
1
2
–0,4
–0,4
3
4
5
–0,8
0
–0,8
x, м
0,04
0
J 10 ,А/м
x, м
0,04
б)
а)
7
6
7
2
J 10 ,А/м
2
0
0
1
1
–0,4
2
2
3
–0,4
4
3
–0,8
4
–0,8
5
–1,2
5
6
6
0
0,4
в)
0,8
0
у, мм
1
2
y, мм
г)
Рис.3. Распределение плотности тока в поверхностном слое и по глубине ротора при разных
скоростях вращения: 1 – 0 об/мин; 2 – 1000 об/мин;
3 – 2000 об/мин; 4 – 3000 об/мин;
5 – 4000 об/мин; 6 – 5000 об/мин
Распределение магнитной индукции по глубине ротора при разных скоростях вращения представлено на рис. 4а-г.
97
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Вестник Брянского государственного технического университета. 2011. № 3(31)
В воздушном зазоре ( от 0 до 0,5 мм) нормальная составляющая магнитной индукции В п остается неизменной для заданной скорости вращения, но при увеличении
скорости вращения В п уменьшается от 0,22 до 0,17 Тл.
Bn, Тл
Bn, Тл
1
0,2
4
2
0,2
1
2
3
0,1
0,1
3
6
6
4
4
5
5
0
0
0,4
0
0,8
y, мм
1,2
y, мм
1
0
б)
а)
Bτ, Тл
Bτ, Тл
2
1,2
3
0,8
6
0,4
1,2
2
4
0,8
5
0,4
3
4
1
1
0
0
–0,4
y, мм
5
6
1
0
y, мм
0,5
г)
в)
Рис.4. Распределение магнитной индукции по глубине ротора при разных скоростях вращения:
1 – 0 об/мин; 2 – 1000 об/мин; 3 – 2000 об/мин; 4 – 3000 об/мин; 5 – 4000 об/мин; 6 – 5000 об/мин
0
0,4
0,8
1,2
В роторе магнитная индукция В п (рис. 4а, б) довольно быстро уменьшается и на глубине 1 мм при скорости вращения 5000 об/мин приближается к нулю.
Тангенциальная составляющая M, Н⋅м
магнитной индукции в роторе В τ
1
существенно больше нормальной
0,3
составляющей В п и тоже довольно
3
быстро уменьшается по глубине.
2
При этом на глубине более 1-1,5 мм
0,2
она изменяет знак.
Программный
комплекс
0,1
Comsol Multiphsics позволяет определить электромагнитный момент
тормоза путем интегрирования по
0
300 n⋅103, с-1
100
200
сечению ротора произведения магРис. 5. Механические характеристики тормоза
нитной индукции и плотности тока.
Определив момент для нескольких скоростей вращения, он может построить механическую характеристику тормоза. На рис. 5 приведены механические характеристики тормоза
98
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Вестник Брянского государственного технического университета. 2011. № 3(31)
для 1-го и 2-го вариантов (кривые 1 и 2). При этом, не смотря на почти синусоидальное
распределение магнитной индукции (по второму варианту), электромагнитные моменты
для второго варианта оказались меньше, чем для первого. Для проверки правильности модели был изготовлен тормоз, аналогичный рассмотренному (по первому варианту), и для
него определена механическая характеристика (кривая 3). Поскольку модель не учитывала
влияние краевых эффектов, то она дала завышенные значения момента по сравнению с
экспериментом.
Рассмотренные модели позволяют для конкретного устройства исследовать особенности распространения магнитных потоков и плотности тока во вращающемся роторе с
учетом зубчатости статора и нелинейности магнитной характеристики материала ротора.
Однако исследовать с их помощью влияние различных конструктивных параметров на величину электромагнитного момента и механическую характеристику крайне затруднительно. Для этих целей нужно получить аналитическую модель тормоза. При этом придется сделать целый ряд допущений и упрощений: пренебречь влиянием зубчатости статора и наличием высших гармоник в магнитной индукции, заменить нелинейную магнитную характеристику материала ротора В(Н) на некоторую линейную, характеризуемую
эквивалентной магнитной проницаемостью μ э [1]. Часто исy
пользуют упрощенную трехслойную модель (рис. 6), не учитыv
2
вающую краевые эффекты [2–4]. При этом цилиндрические поверхности статора и ротора развертывают на плоскости, пред1
J
ставляя их в виде полупространств. Одно из них – неподвижное
x
0
(статора) – имеет μ = ∞, а другое движется в направлении оси х
Рис. 6. Расчетная схема
со скоростью v = ωr и имеет относительную магнитную пронитормоза
цаемость μ = μ э = const. Распределенную обмотку статора замеp
няют токовым слоем с поверхностной плотностью тока J = J m sin αx, где α = ; р - число
r
полюсов; r – радиус ротора. Используя известные уравнения Максвелла
1
1
rotH 2 = γE = γ (v × B − gradϕ ), B = rot A, H 2 =
B2 =
rot A ,
µý
получают
µý
rotrot A = µ ý µ 0 γ (v × rot A − gradϕ ) ,
∂A
− gradϕ ) ,
∂x
∂2 A ∂2 A
∂A
∂2 A ∂2 A
∂A
,
− 2 − 2 = − µ э µ 0γv , или
+ 2 = ε0
2
∂x
∂x
∂y
∂ x
∂x
∂y
∂A
принимая при этом graddivA + µ ý µ 0γgradϕ = 0 , rot A = i ,
∂x
 ∂A
∂A
∂A 
 = −kv ,
ε 0 = μ 0 μ э γv.
v × rot A = iv x  i
−γ
y
x
∂
x
∂
∂


Для зон 1 и 2 уравнение (1) запишем в виде системы
graddiv A − ∇ 2 A = µ э µ 0γ (−kv
2
(1)
∂ 2 A2
∂ A2
∂2 A
∂ 2 A ∂ 2 A1
.
(2)
+
=ε
=0;
+
2
2
2
2
∂x
∂x
∂y
∂x
∂y
Учитывая синусоидальный закон распределения плотности тока J и соответственно
В и А, можно записать систему (2) в комплексной форме:
∂ 2 A1
∂ 2 A1
2 
2 
− α A1 +
= 0; − α A2 +
= − jαε 0 A 2 .
∂y
∂y 2
99
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Вестник Брянского государственного технического университета. 2011. № 3(31)
Решение имеет вид
A1 = C1eαy + C 2e −αy ; A 2 = C 3eαy + C 4 e −αy .
Используя граничные условия В 1у = В 2у , Н 1х = Н 2х , Н 1х = J, получим
α 


 µ (C1 − C2 ) = J ;
 0
−αδ
−λδ
αδ
 jα (C1e + C 2 e ) = jαC 4 e ;
 α  αδ  −αδ
λ  −λδ
 µ (C1e − C2 e ) = − µ µ C4 e ,
 0
0 э
где λ = α 1 + jε = α ( β1 + jβ 2 ); ε =
(3)
γµµ0 v
1+ 1+ ε 2
ε
.
; β1 =
; β2 =
α
2
2 β1
При этом С 3 = 0, так как на значительном расстоянии от поверхности магнитное поле в роторе отсутствует.
Решение системы (3) имеет вид

µ 0 Jeαδ (1 − λ / αµ э )
;
C1 =
2α (−λ / αµ э ch(αδ ) − sh(αδ )


µ 0 Jeαδ (1 + λ / αµ э )
C
=
;
 2
α
λ
αµ
αδ
αδ
−
−
2
(
/
ch
sh(
))
э

C 4 = 2C 2 ch(αδ + µ 0 Jeαδ / α )e λδ .


Тогда
µ J
(4)
A1 = C1eαy + C 2 e −αy = 0 sh(αy ) − C 5 ch(αy ) ,
[
]
α
2
µ ý thαδ + µ ý β + βµ ý th(αδ ) + β 2 th(αδ ) + β 22 th αδ

где C5 = d 1 – jd 2 ; d1 =
;
( µ ý th αβ + β1 ) 2 + β 2
µ ýεβ
.
d2 =
2
2 p1 [β1 ch(αδ ) + µ 3 sh(αδ )]2 + 0,5ε 2 ch 2 (αδ )
Усредненную силу торможения на единицу поверхности можно определить через
тензор натяжений Максвелла:
∗


Fx 0 = Re  H 1x B1 y  = µ 0 J 2 Re d 2 (sh 2 (αy ) − ch 2 (αy ) − d1d 2 sh(αy ) ch(αy )(1 − 1) = µ 0 J 2 d 2 ,



где H1x – комплекс тангенциальной составляющей напряженности магнитного поля в за-
[
]
∗
зоре; B1 y – сопряженный комплекс нормальной составляющей магнитной индукции в зазоре. Умножая эту силу на величину поверхности ротора и радиус ротора, получим уравнение электромагнитного момента тормоза:
2πrlµ 0 J 2 µ ýεβ1
.
(5)
M = 2πrlµ 0 J 2 d 2 =
2 β12 [β1 ch(αδ ) + µ ý sh(αδ )]2 + 0,5ε 2 ch 2 (αδ )
Уравнение (5) можно упростить, подставив ε = 2 β1 β12 − 1 (при αδ < 0,1, ch(αδ) ≈ 1,
shαδ ≈ αδ):
M =
C M µ э β12 − 1
( β1 + µ эαδ ) 2 + β12 − 1
100
,
(6)
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Вестник Брянского государственного технического университета. 2011. № 3(31)
где C M =
4l r k ke µ 0 ( wob k ob I ) 2
π k n2
– константа, определяемая плотностью поверхностного тока
и параметрами тормоза; l r - длина ротора; k ke – коэффициент поперечного краевого эффекта; w об – число витков обмотки; k об – обмоточный коэффициент; I – ток обмотки; k n –
коэффициент насыщения магнитопровода статора.
Уравнение (6) получено для линейной задачи, когда μ э = const. В действительности
относительная магнитная проницаемость материала ротора изменяется в значительном
диапазоне при изменении величины магнитной индукции и скорости ротора. Поэтому
уравнения (5) и (6) используют для M, Н⋅м
предварительных расчетов и при ана2
1
лизе влияния различных параметров
0,3
на электромагнитный момент.
3
На рис. 7 приведено сравнение
механических характеристик М(п),
0,2
полученных по уравнению (6) для
некоторых μ э .
0,1
Механические характеристики
имеют одинаковые формы, равные
максимальные значения момента, но
300
100
0
ω, с–1
200
различные критические скорости.
Рис.7. Влияние относительной магнитной прониС помощью уравнения (4) пуцаемости на механическую характеристику тормоза:
тем громоздких преобразований
1– µэ =100; 2– µэ =300; 3 – µэ =1000
можно получить распределение магнитной индукции и плотности тока во вращающемся роторе. Однако гораздо проще получить эти зависимости, используя программный комплекс Comsol Multiphysics.
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1.
2.
3.
4.
Артемьев, Б.А. Обобщенная теория электрической машины со сплошным ротором / Б.А. Артемьев. –
Л.: Изд–во Ленингр. гос. ун–та, 1985. – 188с.
Дегтярева, Е.Л. Исследование механических характеристик электрической машины с массивным ферромагнитным ротором / Е.Л. Дегтярева, Л.А. Потапов // Изв. вузов. Электромеханика. - 1998. - № 2. – С.
23-27.
Потапов, Л.А. Математическое моделирование электромеханических устройств с массивными ферромагнитными роторами / Л.А. Потапов, В.П. Маклаков // Вестн. БГТУ. – 2004. – №3. – С.97-104.
Потапов, Л.А. Численно-аналитический метод расчета асинхронного двигателя с массивным ротором /
Л.А. Потапов, В.П. Маклаков // Электричество. – 2002. – №8. – С.26 – 32.
Материал поступил в редколлегию 23.06.11.
101
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Вестник Брянского государственного технического университета. 2011. № 3(31)
УДК 624.04:539.32
А.В. Коробко, М.Ю. Прокуров
ГЕОМЕТРИЧЕСКОЕ МОДЕЛИРОВАНИЕ ЗАДАЧ ПРЕДЕЛЬНОГО
РАВНОВЕСИЯ ПЛАСТИНОК С ИСПОЛЬЗОВАНИЕМ
КОЭФФИЦИЕНТА ФОРМЫ
Приведено доказательство функциональной связи разрушающей нагрузки для пластинок с шарнирно опёртым контуром, нагруженных равномерно распределённой нагрузкой или сосредоточенной силой, с коэффициентом формы этих пластинок. С использованием изопериметрических свойств коэффициента формы построены зависимости «разрушающая нагрузка – коэффициент формы», ограничивающие множество значений разрушающих нагрузок для пластинок с выпуклым шарнирно опёртым контуром.
Ключевые слова: шарнирно опёртые пластинки, равномерно распределённая нагрузка, сосредоточенная
сила, предельное равновесие, разрушающая нагрузка, коэффициент формы, изопериметрический метод,
геометрическое моделирование.
Кинематический метод предельного равновесия является одним из наиболее эффективных методов расчёта строительных конструкций зданий и сооружений. Сущность этого метода применительно к расчету пластинок заключается в выборе возможной схемы
разрушения с образованием цилиндрических шарниров текучести в зависимости от одного или нескольких геометрических параметров, определении полной потенциальной энергии системы в предельном состоянии, минимизации этой энергии по принятым геометрическим параметрам и подсчете разрушающей нагрузки, которая в данном случае является
верхней границей несущей способности пластинки. Несмотря на свою простоту, этот метод является достаточно трудоёмким, поскольку зачастую требует перебора нескольких
возможных схем разрушения пластинок. А минимизация полной потенциальной энергии
пластинки по нескольким геометрическим параметрам приводит к значительным трудностям вычислительного порядка, часто непреодолимым.
В последние десятилетия в строительной механике интенсивно развиваются геометрические методы расчета пластинок, среди которых можно особо выделить изопериметрический метод (ИЗПМ) [1] и метод интерполяции по коэффициенту формы (МИКФ) [2].
В основу этих методов положены изопериметрические свойства интегральной геометрической характеристики формы области – коэффициента формы К f . Разработчиками данных методов показано, что коэффициент формы может быть геометрическим критерием
при оценке интегральных физических характеристик пластинок (максимальный прогиб,
основная частота колебаний, критическая сила при потере устойчивости). Этот критерий
позволяет оценить (качественно и количественно) интегральную физическую характеристику без решения соответствующих дифференциальных уравнений, используя лишь методы геометрического моделирования формы пластинок.
В задачах предельного равновесия пластинок эти методы использовались [1], но до
настоящего времени не получили должного развития. В предлагаемой статье намечаются
пути развития данных методов в рассматриваемом направлении.
Запишем формулы для определения разрушающей нагрузки Р разр в шарнирно опёртых пластинках с полигональным и криволинейным контурами, нагруженных по всей их
площади равномерно распределённой нагрузкой q, полученные с помощью кинематического метода предельного равновесия [3]:
n
Pразр = q разр А = 3m т
∑ (ctgα + ctgβ );
i
i
102
i
(1)
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Вестник Брянского государственного технического университета. 2011. № 3(31)

r ′ 2 r ′′ 
Pразр = q разр А = 3m т 1 + 2 2 − dϕ,
r
r
0 
2π
∫
(2)
где m т = 0,25σ т δ 2 − предельный погонный момент в шарнире текучести; σ т – предел текучести материала; δ – толщина пластинки; А – площадь пластинки; r = r(φ) – полярное
уравнение контура пластинки с центром, взятым внутри неё; α i и β i – углы, образованные
смежными сторонами полигональной пластинки с шарниром текучести, исходящим из
полюса. В этих формулах выражения, стоящие под знаками суммы и интеграла, имеют
одну и ту же геометрическую природу и называются коэффициентом формы пластинки
K f . Интегральное выражение для K f получено путем предельного перехода от области в
виде многоугольника к области, ограниченной криволинейным контуром [3]. С учетом
изложенного выражения (1) и (2) могут быть заменены одним, записанным компактно:
(3)
Pразр = 3К f m т .
Это выражение можно получить непосредственно из фундаментальной зависимости


(4)
Pразр = min m т А ∇ 2 wdА
wdА ,


А
А


известной в теории предельного равновесия пластинок [3], где w(x,y) – функция прогибов
пластинки в предельном состоянии.
Представим деформированную поверхность пластинки в предельном состоянии в
виде функции, линии уровня которой подобны контуру и подобно расположены, причём
центр подобия находится в начале полярной системы координат:
(5)
w = w 0 g[t r (ϕ)] = w 0 g (ρ) .
В этом выражении w 0 – максимальный прогиб пластинки; t и φ – полярные координаты; ρ = t r (ϕ) – безразмерная полярная координата (0 ≤ ρ ≤ 1). Такая деформированная
поверхность отвечает конической и пирамидальной схемам разрушения пластинок.
Запишем интеграл от оператора Лапласа в полярных координатах:
 ∂ 2 w 1 ∂w 1 ∂ 2 w 
dА.
∇ 2 wdА =  2 +
+ 2
2 
t
t
t
t
∂
∂
∂
ϕ


А
А
∫∫
∫∫
∫∫
∫∫
Подставим в него функцию прогибов в виде зависимости (5). Сначала найдём соответствующие производные от функции прогибов:
′
  t 
  t  1
1
∂w

 = w 0 g′   = w 0 g′(ρ) ;
= w 0 g
r
∂t

  r  r
  r (ϕ)  t
′
  t  1
  t  1 1
∂2w
1

= w 0 g′   = w 0 g′′   = w 0 g′′(ρ) 2 ;
2
∂t
r 

  r  r t
  r  r r
′
  t  r′(ϕ) t 
  t 
r′t 
∂w

 2
 = w 0 − g′
= w 0 g
 = w 0 − g′(ρ) 2 ;
r 
∂ϕ

  r (ϕ)  r (ϕ) 
  r (ϕ)  ϕ
′
  t  r′(ϕ) t 
∂2w
 2
= w 0 − g′
 =
∂ϕ2
  r (ϕ)  r (ϕ)  ϕ
  t  r ′(ϕ) t  2
 t  r 2 (ϕ)r ′′(ϕ) t − 2r (ϕ)(r ′(ϕ) )2 t 
 2
 − g′

=
= w 0 g′′
r 4 (ϕ)
  r (ϕ)  r (ϕ) 

 r (ϕ) 
103
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Вестник Брянского государственного технического университета. 2011. № 3(31)
2

r 2 r ′′t − 2rr ′ 2 t 
 r ′t 
= w 0 g′′(ρ) 2  − g′(ρ)
.
r4
r 


Подставляя найденные производные в интеграл от оператора Лапласа, после проведения преобразований получим:
 ∂ 2 w 1 ∂w 1 ∂ 2 w 
dА =
∇ 2 wdА =  2 +
+ 2
2 
t
t
t
t
∂
∂
∂
ϕ


А
А
∫∫
2π
∫∫
2π
1
1
1
 r′2 

g ′′
r ′ 2 r ′′ 
g′



= w 0 1 + 2 dϕ 2 tdt + w 0 1 + 2 2 − dϕ
dt = K f w 0 (g′′ρ + g′)dρ.
r
r
r
r
r
 0
 0
0
0
0
В этом выражении использовано равенство
∫
∫
∫
2π
∫
∫
(6)
2π
 r′2 

r ′ 2 r ′′ 



К f = 1 + 2 dϕ = 1 + 2 2 − dϕ,
r 
r
r
0 
0 
которое действительно удовлетворяется, когда интегрирование ведется от нуля до 2π. Доказательство этого равенства приводится в работе [3].
Внесём функцию прогибов (5) в знаменатель дроби выражения (4):
∫
∫
2π r
∫∫ w (x, y)dA = w ∫ ∫ g(ρ)tdtdϕ.
0
А
0 0
Умножим и разделим подынтегральное выражение на r2 и проведём необходимые
преобразования:
2π r
2π
2π
r
1
1
r2
t dt
= w 0 r 2 dϕ g (ρ)ρdρ =2 w 0 A g (ρ)ρdρ.
w 0 ∫ ∫ 2 g (ρ) tdtdϕ = w 0 ∫ r 2 dϕ∫ g (ρ)
r
r r
0 0
0
0
0
0
0
∫
∫
∫
(7)
Перепишем выражение (4) с учётом зависимостей (6) и (7):
1
∫ (g′′ρ + g′)dρ
∫∫ ∇ wdА
К m
.
= min
2
wdА
∫∫
∫ gρdρ
2
Pразр = min Аm т
А
f
т 0
1
(8)
А
0
Поскольку определенные интегралы в этом выражении являются числами, зависящими от точности выбора функции прогибов, то их можно внести в коэффициент пропорциональности. При этом
Pразр = КК f m т .
При использовании кинематического метода предельного равновесия при конической (пирамидальной) схеме разрушения пластинок поверхность прогибов можно задать
функцией
g(ρ ) = 1 − ρ.
Подставляя эту функцию и её производные в формулу (8), получим выражение (3).
Поскольку коническая и пирамидальная схемы разрушения реализуются лишь для
пластинок, близких по форме к правильным фигурам, то выражение (3) следует обратить в
неравенство
(9)
Pразр ≤ 3К f m т ,
где равенство достигается для пластинок в виде правильных фигур. Круглая пластинка
имеет наименьшее значение коэффициента формы (К f = 2π), поэтому из всего множества
пластинок с выпуклым контуром она будет иметь и наименьшую разрушающую нагрузку.
104
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Вестник Брянского государственного технического университета. 2011. № 3(31)
Таким образом, для всего множества пластинок с выпуклым контуром справедливо изопериметрическое неравенство
(10)
Р разр ≥ 6πm т .
При геометрическом преобразовании пластинок с помощью операции симметризации Штейнера величина К f уменьшается [2], поэтому уменьшается и числитель функционала (4). Знаменатель же этого функционала остается неизменным. Следовательно, при
симметризации пластинок будет уменьшаться (не увеличиваться) разрушающая нагрузка,
т. е.
*
,
(11)
Pразр ≥ Pразр
*
где Pразр
− значение разрушающей нагрузки для новой пластинки, полученной после сим-
метризации заданной. Неравенство (11) является более сильным, чем неравенство (10).
Следует заметить, что неравенство (11) можно ещё усилить, если вместо операции симметризации использовать какое-либо геометрическое преобразование, при котором значение коэффициента формы монотонно уменьшается, не образуя экстремума.
Комбинируя неравенства (9-11), получим двустороннее изопериметрическое неравенство
*
(12)
≥ 6πm т ,
3К f m т ≥ Pразр ≥ Pразр
с помощью которого можно весьма просто получать двустороннюю оценку разрушающей
нагрузки для пластинки произвольного вида.
Для пластинок, нагруженных сосредоточенной силой, будет справедливо неравенство
*
К fа m т ≥ Pразр ≥ Pразр
≥ 2πm т ,
(13)
где а – точка приложения сосредоточенной силы.
Неравенства (12) и (13) характеризуют сущность изопериметрического метода, которая заключается в следующем:
– для заданной пластинки подсчитывается коэффициент формы и определяется
верхняя граница Р разр ;
– с помощью какого-либо непрерывного (дискретного) геометрического преобразования, при котором монотонно уменьшается коэффициент формы, заданная пластинка
преобразуется в новую пластинку с известным решением;
– с использованием неравенств (12) и (13) выполняется двусторонняя оценка разрушающей нагрузки.
Уточнение решений для вытянутых пластинок. Неравенства (12) и (13) получены
для конических и пирамидальных схем разрушения пластинок. Для вытянутых пластинок
таких схем разрушения, как правило, не возникает. Обычно получается деформированная
поверхность в форме сложного полиэдра.
Рассмотрим прямоугольную пластинку, нагруженную равномерно распределённой
нагрузкой, для которой решение получено в работе [3]:
24m т (1 k + ξ )
,
(14)
q разр =
аb(3 − k / ξ )
1
а
где k =
1 + 3ξ 2 − 1 , ξ = , a ≥ b. Подставляя k в (14) и умножая полученное выраb
ξ
жение на величину К f (4(ξ + 1 ξ )) = 1, после проведения необходимых преобразований
найдём
(
)
105
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Вестник Брянского государственного технического университета. 2011. № 3(31)
Pразр = q разр А = 3К f m т ⋅ К = 3К f m т
2ξ 4 3ξ 2 + 1
(1 + ξ )( 1 + 3ξ
2
2
)(
− 1 1 + 3ξ 2 − 1 + 3ξ 2
).
(15)
Коэффициент К, стоящий сомножителем после члена 3К f m т , в зависимости от параметра ξ имеет следующие значения:
1/ξ
1
0,9
0,8
0,7
0,6
0,5
0,4
0,3
0,2
0,1
К
1
0,999 0,994 0,984 0,967 0,943 0,908 0,863 0,807
0,741
Очевидно, что значения коэффициента К всегда меньше единицы и стремятся к ней
при стремлении параметра ξ к единице. Эти результаты лишний раз подтверждают справедливость неравенства (9).
Для пластинок, имеющих хотя бы одну ось симметрии, можно получить решение в
виде выражения (15) следующим образом. Представим схему разрушения такой пластинки
в виде, изображённом на рис. 1, где половина пластинки достроена таким образом, что
получается новая (фиктивная) пластинка (на рисунке показана также её половина), у которой центр тяжести совпадает с центром излома.
Введём обозначения: А – площадь заданной пластинки; А ф – площадь фиктивной
пластинки; А доб – добавочная площадь, которая прибавляется к заданной пластинке для
получения фиктивной пластинки; R i – длина i-го шарнира текучести в фиктивной пластинке; с i – длина i-го шарнира текучести в пределах добавочной площади; R j – длина
условного j-го шарнира текучести, расположенного по оси симметрии заданной пластинки; с j – длина несуществующей (условной) части j-го шарнира текучести. Остальные обозначения понятны из рис. 1.
Запишем выражения для работ внутренних (U) и внешних (Т) сил и воспользуемся
принципом Лагранжа. Работу внешней нагрузки можно найти с помощью рис. 2, на котором представлен характерный элемент, выделенный из объёма полиэдра, образованного
деформированной поверхностью в момент разрушения. Найдём добавочный объём полиэдра Vдоб , входящий в выделенный элемент:
 1
Vдоб = А доб w 0 1 −
 3
n
 ci
∑  R
i
i
+
c i+1 
.
R i+1 
Рис. 1. Схема разрушения геометрически преобразованной пластинки
106
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Вестник Брянского государственного технического университета. 2011. № 3(31)
а)
б)
Рис. 2. Схема для определения работы внешней нагрузки:
а - деформационный полиэдр (перевёрнут); б - стереометрия элемента полиэдра
Объём действительной части полиэдра может быть найден как разность объёма треугольной пирамиды (рис. 2б) и добавочного объёма Vдоб :
V=
Аw 0  А доб
1 −
А
3 
n  c

ci +1  
i
 .
2
−
 ∑  +
R
R
i
 

1
i
i
+

Работа внутренних сил представляется в виде алгебраической суммы:
U = U ф − U доб + U сим ,
где U ф – работа внутренних сил в пластических шарнирах фиктивной пластинки; U доб –
работа в пластических шарнирах добавочной пластинки; U сим – работа в пластических
шарнирах, расположенных по оси симметрии действительной пластинки. Используя известные соотношения для определения работы внутренних сил в цилиндрических шарнирах текучести [3], запишем:
 (K f )ф

1 n ci
1 n , m  c i +1 c i 


)
(
−
+
−
U = Kf mтw0 
K
K

∑
∑
fi ф
f .
Kf i Ri
K f i, j  R i +1 R i  j 
 K f
Здесь (K fi )ф = 2 (ctgβ i-1 + ctgβ i ); K fj = 2ctgα j ; n – число радиальных шарниров текуче-
сти; m – число участков шарнира текучести, расположенного по оси симметрии. Каждый
j-й участок шарнира текучести по оси симметрии пластинки заключён между двумя радиальными шарнирами текучести i и i+1. Поэтому суммирование в последнем слагаемом
проводится одновременно по i и j.
На основании принципа Лагранжа получим
(K f )ф
Pразр ≤ 3K f m т
Kf
1
−
Kf
n
c
1
∑i Ri (K fi )ф + K
i
f
n, m
 c i +1
∑  R
 i +1
A 
c
c 
1 − доб 2 − ∑  i + i +1 
A 
R i +1 
i  Ri
n
i, j
−
ci 
K f
R i  j
.
(16)
Для решения задач с помощью этого выражения необходимо выразить все члены,
входящие в него, через один неопределенный параметр b (половина ширины добавочной
области) и, минимизируя его по этому параметру, найти значение b. Подстановка найденного значения b в выражение (16) даст лучшую оценку Р разр , чем оценка, получаемая с
107
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Вестник Брянского государственного технического университета. 2011. № 3(31)
помощью неравенства (9). Для расчетов пластинок сложных конфигураций целесообразно
использовать ЭВМ. Пластинки простых конфигураций можно рассчитывать непосредственно с помощью выражения (16). Из него можно, например, легко получить выражение
(15).
Следует иметь в виду, что однократная симметризация любой пластинки с выпуклым контуром относительно минимальной оси инерции незначительно изменяет величину
К f , поэтому можно ожидать, что фактическая разрушающая нагрузка будет незначительно
больше, чем Pразр симметризированной пластинки. Предложенный метод нахождения
приближённых решений для пластинок с одной осью симметрии является достаточно перспективным, однако все-таки трудоёмким.
Изопериметрические теоремы. Полученные результаты свидетельствуют о том,
что коэффициент формы пластинок является основным аргументом, от которого зависит
разрушающая нагрузка. Поэтому, используя изопериметрические свойства и закономерности поведения коэффициента формы пластинок при различных геометрических преобразованиях, подробно исследованные в работе [2], можно сформулировать изопериметрические теоремы относительно свойств и закономерностей изменения разрушающих нагрузок.
Все приведённые ниже теоремы относятся к шарнирно опёртым пластинкам равной
толщины, нагруженным равномерно распределённой нагрузкой q.
Теоремы о пластинках с выпуклым контуром:
Теорема 1. Из всего множества пластинок с выпуклым контуром круглая пластинка
имеет наименьшее значение Р разр .
Теорема 2. Из всего множества пластинок с одинаковым коэффициентом формы эллиптическая пластинка имеет наименьшее значение Р разр .
Теорема 3. Из всего множества многоугольных пластинок с заданным направлением
сторон наименьшее значение Р разр имеет та пластинка, все стороны которой касаются вписанной окружности.
Теорема 4. Из всего множества n-угольных пластинок, все стороны которых касаются вписанной окружности, наименьшее значение Р разр имеет пластинка в виде правильного
n-угольника.
Теорема 5 (обобщение теорем 3 и 4). Из всего множества n-угольных пластинок
наименьшее значение Р разр имеет пластинка в виде правильного n-угольника.
Теорема 6. Из двух пластинок в виде правильных n-угольников меньшее значение
Р разр имеет та, у которой большее число сторон.
Теорема 7. При симметризации Штейнера величина Р разр уменьшается (не увеличивается).
Теорема 8. Все множество значений разрушающей нагрузки для пластинок с выпуклым контуром, представленное в координатных осях Р разр – К f , ограничено сверху значениями Р разр для пластинок в виде многоугольников, все стороны которых касаются вписанной окружности (в том числе правильных n-угольников и равнобедренных треугольников), а снизу – значениями Р разр для эллиптических пластинок.
Теоремы о треугольных пластинках:
Теорема 9. Из всех треугольных пластинок с заданным углом наименьшее значение
Р разр имеет пластинка в виде равнобедренного треугольника, равные стороны которого
образуют заданный угол.
Теорема 10. Из всех треугольных пластинок наименьшее значение Р разр имеет пластинка в виде равностороннего треугольника.
Теорема 11. Из всех пластинок в виде прямоугольных треугольников наименьшее
значение Р разр имеет пластинка в форме равнобедренного прямоугольного треугольника.
108
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Вестник Брянского государственного технического университета. 2011. № 3(31)
Теорема 12. Множество значений Р разр для треугольных пластинок, представленное
в координатных осях Р разр – K f , образует часть верхней границы для всего множества пластинок с выпуклым контуром.
Теоремы о четырёхугольных пластинках:
Теорема 13. Из всех четырёхугольных пластинок наименьшее значение Р разр имеет
квадратная пластинка.
Теорема 14. Множество значений Р разр для четырёхугольных пластинок с выпуклым
контуром, представленное в координатных осях Р разр – K f , ограничено сверху значениями
Р разр для треугольных и многоугольных пластинок, все стороны которых касаются вписанной окружности, а снизу – значениями Р разр для пластинок в форме прямоугольников.
Теоремы о параллелограммных пластинках:
Теорема 15. Из всех параллелограммных пластинок равной высоты наименьшее значение Р разр имеет прямоугольная пластинка, а наибольшее – ромбическая; все множество
значений Р разр для параллелограммных пластинок равной высоты, представленное в координатных осях Р разр – K f , ограничено сверху значениями Р разр для ромбических пластинок,
а снизу – для прямоугольных.
Теорема 16. Из всех параллелограммных пластинок с одинаковым острым (или тупым) углом наименьшее значение Р разр имеет ромбическая пластинка.
Теоремы о трапециевидных пластинках:
Теорема 17. Из всех трапецеидальных пластинок одинаковой высоты с заданным отношением оснований а 1 /а 2 наименьшие значения Р разр имеют пластинки в форме равнобочных трапеций.
Теорема 18. Из всех пластинок в форме равнобочных трапеций одинаковой высоты с
заданным углом α при значениях параметра К 1 ≤ а 1 /h наименьшее значение Р разр имеет
такая пластинка, все стороны которой касаются вписанной окружности.
Теорема 19. Все множество значений Р разр для трапецеидальных пластинок, представленное в координатах Р разр – K f , ограничено сверху значениями Р разр для треугольных
и многоугольных пластинок, все стороны которых касаются вписанной окружности, а
снизу – значениями Р разр для прямоугольных пластинок.
Заметим, что все сформулированные теоремы относятся и к шарнирно опёртым пластинкам, нагруженным сосредоточенной силой в точке, обеспечивающей min K f .
Используя теоремы 2, 3, 12 и 14, можно графически представить все множество значений
разрушающих нагрузок (рис. 3). На рис. 3 точка 1
соответствует разрушающей нагрузке для круглой
пластинки, точка 2 – для квадратной пластинки,
точка 3 – для пластинки в виде правильного треугольника, точка 4 – для пластинки в виде равнобедренного прямоугольного треугольника; кривую 1- 4 образуют значения Р разр для пластинок в
виде правильных многоугольников, кривую 4-5 –
для пластинок в виде равнобедренных треугольников, кривую 2-6 – для прямоугольных пластинок, кривую 1-7 – для эллиптических пластинок.
В соответствии с приведёнными теоремами кри2π
10
25
20
25
Kf
выми 1-3-4-5 и 1-7 ограничивается область значений Р разр для всего множества шарнирно опёртых
Рис. 3. Зависимости «разрушающая нагрузка
пластинок с выпуклым контуром, а кривыми 1-3– коэффициент формы»
4-5 и 2-6 – область значений Р разр для всего мно109
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Вестник Брянского государственного технического университета. 2011. № 3(31)
жества треугольных и четырехугольных пластинок. 1
Все указанные характерные граничные кривые с высокой степенью точности аппроксимируются линейными функциями с аргументом К f , что убедительно подтверждает
функциональную связь разрушающей нагрузки с коэффициентом формы пластинки. Запишем эти функции:
– прямая 1-3-4: Р разр = (0,0011 + 3K f )m т ;
– прямая 4-5: Р разр = (–0,0006 + 3K f )m т ;
– прямая 2-6: Р разр = (8,0770 + 2,0262K f )m т ;
– прямая 1-7: Р разр = (6,3435 + 2,0262K f )m т .
С помощью граничных кривых, изображённых на рис. 3, можно непосредственно из
графика получать двусторонние оценки разрушающей нагрузки, зная лишь значение коэффициента формы заданной пластинки. Если пластинка четырёхугольная, то эти оценки
получаются по прямым 1-3-4, 4-5 и 2-6; если пластинка многоугольная или имеет криволинейный контур, то оценки получаются по прямым 1-3-4, 4-5 и 1-7. При небольших значениях коэффициента формы эти оценки получаются вполне удовлетворительными.
Если же указанные кривые использовать для получения опорных решений при геометрическом моделировании формы области заданной пластинки, то к решению рассматриваемой задачи можно применить МИКФ. При этом точность получаемых решений существенно возрастает.
В заключение можно сделать следующие выводы:
1. Доказано наличие функциональной связи разрушающей нагрузки для шарнирно
опертых пластинок, нагруженных равномерно распределенной нагрузкой и сосредоточенной силой, с их коэффициентом формы.
2. На основании изопериметрических свойств коэффициента формы доказаны изопериметрические теоремы относительно разрушающей нагрузки для пластинок определенных характерных форм (в виде правильных многоугольников и равнобедренных треугольников, четырёхугольников и пластинок произвольного вида с выпуклым контуром).
3. С использованием приведенных изопериметрических теорем выявлено свойство
двусторонней ограниченности всего множества значений разрушающих нагрузок для
шарнирно опёртых пластинок, нагруженных равномерно распределенной нагрузкой. Границы этого множества представлены прямыми линиями и позволяют весьма просто получать двусторонние оценки разрушающей нагрузки для любой пластинки по её коэффициенту формы.
4. Наличие двух границ для всего множества значений разрушающих нагрузок позволяет применить к решению рассматриваемых задач метод интерполяции по коэффициенту формы (по аналогии с задачами технической теории упругих пластинок [2]).
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1. Коробко, В.И. Изопериметрический метод в строительной механике: Теоретические основы изопериметрического метода / В.И. Коробко. – М.: АСВ, 1997. – 390 с.
2. Коробко, А.В. Геометрическое моделирование формы области в двумерных задачах теории упругости / А.В.
Коробко. – М.: АСВ, 1999. – 320 с.
3. Ржаницын, А.Р. Предельное равновесие пластинок и оболочек / А.Р. Ржаницын. – М.: Наука, 1983. – 288
с.
4. Чжао, Цзу-У. Предельное равновесие железобетонных плит / Чжао Цзу-У // Вопросы теории пластичности и прочности строительных конструкций. – М.: Госстройиздат, 1961. – С. 226-236.
Материал поступил в редколлегию 19.05.11.
Кривая 2-6 построена по формуле (17), кривая 1-7 - по табличным данным [4], прямые 1-3-4 и 4-5 – по
формуле (3).
1
110
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Вестник Брянского государственного технического университета. 2011. № 3(31)
УДК 004.414.23
К.В. Гулаков
ПРИМЕНЕНИЕ МЕТОДОВ НЕЙРОСЕТЕВОГО МОДЕЛИРОВАНИЯ
ДЛЯ УМЕНЬШЕНИЯ ОБЪЕМОВ ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫХ РАБОТ
ПРИ РАЗРАБОТКЕ СВАРОЧНЫХ МАТЕРИАЛОВ
Предложена методика построения регрессионной модели зависимости ударной вязкости сварного соединения от состава покрытия электрода на основе нейросетевого подхода. Рассмотрена проблема определения
достаточного объема обучающей выборки нейросети. Представлены результаты нейросетевого моделирования функции ударной вязкости.
Ключевые слова: искусственные нейронные сети, сварочные материалы, аппроксимация нейронными сетями, нейросетевое моделирование.
Разработка нового или совершенствование существующего сварочного материала
представляет собой трудоемкий процесс, включающий изготовление большого количества
экспериментальных серий, в каждой из которых изготовляется до десяти и более опытных
марок. Далее по стандартной схеме осуществляются сварка проб наплавленного металла и
сварных соединений, разрезка и изготовление типовых и специальных образцов. Работы
завершаются испытаниями и исследованиями образцов по стандартным или специально
разработанным программам. Во избежание влияния на результаты исследований случайных факторов, таких, как сварочные дефекты, обычно пробы после сварки проходят контроль, в том числе ультразвуковой, гамма- или рентгенографический контроль. Все эти
работы в совокупности отличаются не только большой трудоемкостью, но и длительностью. Так, в ЦНИИ КМ «Прометей» разработка новой марки сварочных электродов, даже
при наличии определенного задела, обычно занимает от 3 до 5 лет.
Работы, направленные на сокращение экспериментального этапа исследований (при
сохранении достоверности результатов) и снижение трудоемкости при разработке новых
сварочных материалов, по-прежнему остаются весьма актуальными.
Для решения этой проблемы предлагается методика исследования свойств сварных
соединений на основе нейросетевого подхода.
Состояние вопроса и постановка задачи исследования. Как правило, при обработке экспериментальных данных используются различные подходы к аппроксимации
функций характеристик объекта исследования от заданных параметров. Задача аппроксимации или регрессионного анализа данных является типичной обратной задачей воссоздания причин по их следствиям. Как и большинство обратных задач, она относится к типу
плохо определенных (некорректных), т.е. можно подобрать множество регрессионных
моделей, удовлетворяющих заданным критериям.
Классический подход к аппроксимации функций сопряжен с рядом трудностей. Это
и выбор базисных кривых, и необходимость оптимизировать функцию погрешности, что
требует применения методов оптимизации для многомерных функций. Задачу минимизации функций погрешности сводят либо к задаче решения системы линейных уравнений,
либо к задаче линейного программирования, что значительно сложнее. При нелинейной
аппроксимации решается система нелинейных уравнений, а это задача еще более сложная.
При этом трудности определения коэффициентов аппроксимируемой функции нескольких
аргументов многократно увеличиваются. Работа усложняется, если экспериментальные
данные отражают стохастический процесс. В этом случае аппроксимирующая функция
становится регрессионной моделью, а задача ее формирования относится к классу задач
регрессионного анализа.
111
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Вестник Брянского государственного технического университета. 2011. № 3(31)
В аппарате математической статистики существуют методики построения линейных
и нелинейных регрессионных зависимостей. Нелинейные зависимости с точки зрения теории планирования эксперимента строятся главным образом на основе полиномов второй
степени. Более сложные нелинейные регрессионные модели строят с использованием линеаризующих преобразований. В этом случае появляются дополнительные трудности с
подбором экспертом подходящих функций для замены, а также приходится минимизировать сумму квадратов отклонений для преобразованных переменных, а не исходных, что
не одно и то же.
На этом фоне использование нейросетей как универсальных аппроксиматоров для
построения регрессионных моделей является менее трудоемким и значительно более универсальным методом. Нейросети открывают ряд качественно новых возможностей, особенно в отношении создания регрессионнных моделей, наиболее полно учитывающих реальные свойства системы, в том числе нелинейность, и обеспечения быстродействия для
получения конечного результата.
Согласно общим правилам построения нейросетевых моделей, экспериментальные
данные, которые используются при обучении искусственных нейронных сетей, не проходят никакой предварительной обработки в отличие от регрессионного анализа. При этом
необходимый объем данных, требуемых для обучения нейросети, может быть существенно меньше, чем для построения регрессионной зависимости. В общем случае для регрессионной модели при n степенях свободы (n независимых параметрах) потребуется проведение 2n независимых экспериментов с последующей верификацией каждого из них для
достижения необходимой точности и достоверности моделирования. При росте n экспериментальные исследования могут стать экономически неэффективными.
При создании нейросетевой модели требуется значительно меньшее число экспериментальных данных (в среднем, согласно ряду исследований, в два раза меньше). Однако
требования к качеству данных при этом растут. Они должны содержать минимальное число случайных помех и не иметь неэргодичных данных [4].
Методика исследования свойств сварных соединений на основе нейросетевого
подхода. В работе [6] проанализирована применимость нейронных сетей к решению различных задач. Среди классов задач, решаемых с помощью нейросетевых методов, авторы
выделяют одномерную и многомерную линейную и нелинейную регрессию, планирование активных (экстремальных) экспериментов и др. В работе [7] проведен сравнительный
анализ различных типов нейросетей и сделан вывод о том, что для решения задачи аппроксимации могут быть использованы сети типа «многослойный персептрон» и сети радиального базиса. В работе [8, с. 278] приводится математическое обоснование возможности аппроксимации сетями типа «многослойный персептрон». Учитывая способность
многослойного персептрона к обобщению и фильтрации шумов, можно говорить о возможности его применения в задачах регрессионного анализа.
Для моделирования зависимости ударной вязкости металла шва от состава электрода
предлагается использовать нейросеть с прямым распространением сигнала и обратным
распространением ошибки [1], структура которой представлена на рис. 1.
Задачей являлось определение
минимального количества примеров, на которых нейросеть может
обучиться и показать приемлемые
результаты, т.е. количества экспериментов, необходимого для формирования обучающей выборки
нейросети, обеспечивающей адекРис. 1. Структура нейронной сети
ватную регрессионную модель.
112
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Вестник Брянского государственного технического университета. 2011. № 3(31)
Вопрос о минимальном объеме обучающей выборки является предметом многих исследований в области теории искусственных нейронных сетей. Оценки числа примеров,
необходимых для обучения аппроксиматора, основываются на важном параметре, получившем название измерения Вапника-Червоненкиса (Yapnik-Chervonenkis dimension) или
VС-измерения в честь ученых, которые в 1971 г. ввели это понятие [9]. VС-измерение
обеспечивает теоретический базис для решения вопроса адекватности размера обучающей
выборки. На основе этой теории была получена оценка VC-измерения для произвольной
многослойной нейронной сети N прямого распространения, состоящей из нейронов с сигмоидальной функцией активации, равной O(W2) [10]. На практике оказывается, что для
хорошего обобщения достаточно, чтобы размер обучающего множества N удовлетворял
следующему соотношению:
(1)
N = O(W/ε) ,
где W - общее количество свободных параметров (синаптических весов и порогов) сети; ε
- допустимая ошибка классификации; O(·) - порядок заключенной в скобки величины. Например, для ошибки в 10% количество примеров обучения должно в 10 раз превосходить
количество свободных параметров сети. Выражение (1) получено из эмпирического правила Видроу (Widrow's rule of thumb) для алгоритма минимизации среднеквадратической
ошибки [11].
Для применяемой в данной работе сети, многослойного персептрона прямого распространения с двумя входами, одним выходом и одним скрытым слоем с двумя нейронами в нем, количество весов и смещений W=8. Оценивая N, получаем значение порядка
80 примеров. К сожалению, часто оказывается, что между действительно достаточным
размером множества обучения и этими оценками существует большой разрыв. Из-за этого
расхождения возникает «задача сложности выборки»[8], требующая дополнительных исследований.
В работе [2] приведены экспериментальные данные о зависимости ударной вязкости
сварного шва, наплавленного электродами типа УОНИ-13, от содержания в них следующих соединений: CaO, MgO, TiO 2 , CaF 2 . Там же указывается, что суммарное количество
этих соединений не может превышать в долях единицы 0,6, или 60%. Так как CaO и MgO
оказывают почти идентичное влияние на показатели прочности металла шва, их принято
рассматривать как сумму (CaO+MgO) [2]. В этом случае функция ударной вязкости вырождается в зависимость от двух переменных. Процентное содержание CaO+MgO определяется как z=60-x-y, где x – процентное содержание TiO 2, y – процентное содержание CaF 2 .
В этой же работе описаны исследования, в результате которых имеем N значений аргумента X 1 (процентное содержание TiO 2 ), X 2 (процентное содержание CaF 2 ) и соответствующих значений функции P (ударная вязкость, Дж/см2) при T=+20°C. При этом общая
выборка из 95 записей, содержащих экспериментальные значения X 1 , X 2 , P, случайным
образом была разделена на обучающую (80% записей) и тестовую (20% записей). Модель
строилась на обучающей выборке, затем ее качество проверялось на тестовой выборке.
Было сформировано 5 экспериментальных выборок, содержащих некоторое количество записей, случайно выбранных из всего списка экспериментальных данных. Первая
выборка содержала 47 записей, вторая – 37, третья – 26, четвертая – 18 и пятая – 12. Тестовая выборка содержала 23 записи, не присутствующие ни в одном из обучающих наборов. Таким образом, можно оценить работу нейросети на данных, на которых она не обучалась.
Построение и обучение нейросетей происходило в среде Matlab с использованием
пакета Neural Network Toolbox. Для обучения нейросетей использовалась функция
learngdm – обучающая функция градиентного спуска с возмущением [12], а для тренировки – функция TRAINLM, которая модифицирует значения весов и смещений в соответствии с методом оптимизации Левенберга-Маркара [3].
113
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Вестник Брянского государственного технического университета. 2011. № 3(31)
Эксперименты показали, что поскольку процесс обучения нейросети есть оптимизация функции многих переменных, не всегда возможно найти глобальный (а часто
даже локальный) минимум этой функции. Успех в поиске минимума зависит от начальных значений весов и смещений синапсов нейросети. В эксперименте с пятой обучающей
выборкой, содержащей 12 записей, поиск минимума функции обучения часто не давал положительных результатов (рис. 2, линия В). Уже на четвертой итерации оптимизация была
прекращена, так как процесс не сходится ни к какому значению, а ошибка обучения, разность нейросети как аппроксиматора от значений обучающей выборки, осталась огромной
– 238,9. В этом случае необходимо проинициализировать веса и смещения синапсов нейросети новыми начальными значениями и повторить тренировку. Вариант успешного
обучения представлен на рис. 2 линией А. Из графика видно, что после 57 циклов обучения ошибка обучения сходится к некоторому минимальному значению – 4,7. При обучении нейросети большим количеством примеров функция ошибки обучения очень быстро
сходится к минимуму практически при любых начальных значениях весов. На рис. 2 линией Б показана функция обучения для выборки 2, состоящей из 37 примеров. Видно, что
функция достаточно быстро сходится к некоторому минимальному значению.
10
3
Б
В
10
2
10
1
10
0
Рис. 2. Обучение нейросетей
Получена приближенная модель зависимости ударной вязкости металла шва от состава покрытия электрода – P(x,y). На рис. 3 представлена поверхность отклика полученной нейросетевой модели. Здесь P – ударная вязкость металла шва, х – процентное содержание CaF 2 , y – процентное содержание TiO 2 . Поверхность на графике отражает найденную зависимость ударной вязкости металла шва от состава электрода. Как видно из рис. 3,
функция носит выпуклый характер с одним максимумом.
114
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Вестник Брянского государственного технического университета. 2011. № 3(31)
280
260
280
240
260
220
240
y
200
220
60
x
180
60
40
200
50
40
30
20
20
10
0 0 0
Рис. 3. Поверхность отклика нейросетевой модели
Апробация методики. Было проведено 5 численных экспериментов и построено 5
соответствующих нейросетей, аппроксимирующих функцию ударной вязкости. Каждая
нейросеть обучалась на соответствующей выборке обучающих записей, и ее работа проверялась на единой тестовой выборке. Результаты моделирования зависимости ударной
вязкости металла шва от состава покрытия электрода на тестовой выборке приведены в
табл. 2, где X 1 - содержание TiO 2 , X 2 - содержание CaF 2 в составе покрытия электрода, P э
– экспериментальное значение ударной вязкости, Pi т – теоретическое значение функции
ударной вязкости по нейросети для эксперимента i с числом обучающих примеров n, S i 2квадрат отклонения на тестовой выборке
Таблица 1
(табл. 1). Анализ отклонений поверхности
Среднеквадратическое отклонение
отклика регрессионной модели от экспепо экспериментам
риментальных данных на тестовой выборке (табл. 2) показал, что в целом все 5
Номер эксОбъем
Среднеквадратическое
нейросетей неплохо описали эксперименперимента i
обучающей
отклонение Si2
тальные данные. Однако в нейросетях с
выборки n
малым числом примеров обучающей вы1
47
2,119
2
37
2,033
борки (P4 т и P5 т ) имеются точки со значи3
26
1,955
тельным отклонением (№ 6, 9, 14 и др.).
4
18
2,715
Эти точки существенно увеличивают
5
12
4,908
среднюю погрешность. Следовательно,
соответствующая регрессионная модель
недостаточно хорошо описывает экспериментальные данные, так как проходит вдали
115
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Вестник Брянского государственного технического университета. 2011. № 3(31)
251,5 12,3 251,5 12,0
226,6 2,5 226,1 1,2
236,1 1,2 235,7 0,5
241,6 11,6 241,7 11,1
252,8 5,0 253,1 3,8
233,6 2,0 233,6 2,0
245,9 0,8 246,4 1,9
217,2 4,7 216,7 3,0
222,2 8,0 221,3 13,5
218,0 9,1 217,4 5,9
217,1 4,6 216,6 2,7
216,7 2,8 216,8 3,2
217,1 4,4 216,6 2,4
234,4 0,4 234,2 0,7
222,4 6,6 221,4 12,9
217,0 4,0 216,4 2,1
216,3 1,6 216,4 2,0
221,4 12,7 221,9 9,7
216,4 1,9 215,9 0,8
216,5 2,2 216,0 1,0
216,2 1,5 215,8 0,7
216,4 1,9 216,0 1,0
216,2 1,4 216,0 0,9
S52
P5 т ,
Дж/см2
S42
P4 т ,
Дж/см2
S32
P3 т ,
Дж/см2
255
225
235
245
255
235
245
215
225
215
215
215
215
235
225
215
215
225
215
215
215
215
215
S22
Pэ,
Дж/см2
17
7,5
10
12
30
45
15
50
44
47
46
3
44
31
38
42
3
10
34
31
26
21
14
P2 т ,
Дж/см2
X2, %
0
0,5
1
3
4
5
6
8
10
10
12
13
14
15
15
16
19
21
24
26
30
32
34
S12
X1, %
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
13
14
15
16
17
18
19
20
21
22
23
P1 т ,
Дж/см2
№ п/п
от некоторых точек. Из табл. 2 можно видеть, что среднеквадратическое отклонение по
тестовой выборке в целом уменьшается при росте количества примеров в обучающем наборе. Небольшое нарушение этой тенденции для выборки 3 связано с тем, что выборка
формировалась случайным образом и в нее, видимо, попало несколько «хороших» точек,
уменьшивших суммарную погрешность.
Таблица 2
Результаты моделирования на тестовой выборке
251,6 11,8 251,4 13,0 251,9 9,8
227,0 4,2 226,3 1,6 231,7 44,5
236,3 1,7 236,2 1,5 239,6 21,4
241,9 9,6 242,2 7,8 243,5 2,1
253,3 2,9 251,8 10,2 251,8 10,3
235,1 0,0 229,1 35,0 219,4 244,1
246,4 1,9 246,4 2,0 246,7 2,7
216,5 2,3 216,8 3,2 215,3 0,1
221,6 11,7 220,1 23,8 216,4 74,7
217,3 5,2 217,3 5,3 215,5 0,2
216,5 2,2 216,6 2,7 215,4 0,1
217,2 4,7 217,1 4,3 217,7 7,4
216,4 2,1 216,6 2,4 215,4 0,1
235,2 0,1 230,7 18,6 227,3 58,8
221,8 10,3 220,2 22,9 217,2 61,1
216,4 1,9 216,5 2,1 215,4 0,2
216,7 2,9 216,8 3,3 216,8 3,2
222,3 7,4 223,1 3,5 221,7 10,8
215,9 0,8 216,0 1,0 215,4 0,2
216,0 1,0 216,1 1,2 215,6 0,3
215,9 0,7 216,0 0,9 215,6 0,3
216,1 1,2 216,2 1,5 215,8 0,7
216,1 1,2 216,3 1,7 215,9 0,8
В общем случае вопрос о необходимом количестве записей в обучающей выборке не
имеет однозначного ответа. Ответ на него зависит от вида аппроксимирующей кривой
(поверхности), количества локальных минимумов и максимумов на ней, типа нейросети
(персептрон, RBF-сеть), структуры сети (количество нейронов, слоев), а также от характера самой обучающей выборки. Так как тип и структура нейросети определяются до ее построения экспертом, предлагается характер и объем обучающей выборки изменять итерационно от простого к сложному, от малого количества к большему. Определив в начале
экспериментов приемлемую точность модели, можно последовательно увеличивать объем
обучающей выборки, пока не будет достигнуто необходимое качество модели. В данном
случае за оптимальную по количеству обучающих примеров можно принять выборку 3.
Следовательно, начиная с 10 опытов и последовательно прибавляя к ним 10, уже на третьем шаге можно получить приемлемое качество модели. При этом важно отметить, что даже самая «плохая» из полученных нейросетевых моделей, P5 т , описала данные лучше, чем
полином второй степени, представленный в работе [5], где среднеквадратическая погрешность по полиному составила 7,1 (почти в полтора раза выше). Полученные результаты
116
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Вестник Брянского государственного технического университета. 2011. № 3(31)
можно также сопоставить с построением регрессионной модели с точки зрения теории
планирования эксперимента. Согласно этой теории, для построения нелинейной зависимости от двух параметров требуется построить ротабельный план второго порядка, содержащий 4 базовые, 4 звездные и несколько центральных точек. С учетом стохастичности процесса требуется проведение нескольких измерений для каждой точки, т.е. не менее
12 независимых экспериментов. При этом регрессионная модель будет основана на полиноме второй степени, о точности которого сказано выше. Таким образом, применение
нейросетевого подхода позволяет не только снизить объем работ, связанных с построением регрессионной модели, в сравнении с классическим подходом, но и значительно увеличить точность (адекватность) самой модели.
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
Гулаков, К.В. Поиск закономерностей среди многомерных экспериментальных данных применительно к
разработке электродных покрытий / К.В. Гулаков, С.В. Юркинский // Инженерия поверхности и реновация изделий: материалы 11-й Междунар. науч.-техн. конф. (г. Ялта,23-27 мая 2011г. ). – Киев: АТМ Украина, 2011.- С. 67- 71.
2. Юркинский, С. В. Разработка низколегированных электродов, обеспечивающих высокую хладостойкость сварных соединений корпусных конструкций из сталей типа АБ: дис…. канд. техн. наук / С. В.
Юркинский, 2009. – 179с.
3. Консультационный центр Matlab. - http://matlab.exponenta.ru/neuralnetwork/book2/18/trainlm.php.
4. Малолетков, А.В. Использование нейросетевых моделей в сварке: учеб. пособие / А.В. Малолетков. –
М.: Изд-во МГТУ им. Н. Э. Баумана, 2000. – 63 с.
5. Гулаков, К.В. Сравнение методов регрессионного анализа многомерных данных на примере выбора состава покрытия электродов / К.В. Гулаков // Материалы Международной научно-практической конференции «Достижения молодых ученых в развитии инновационных процессов в экономике, науке, образовании» / под ред. И.А. Лагерева. - Брянск: БГТУ, 2010. – С. 125-126.
6. Абовский, Н.П. Нейронные сети и аппроксимация функций: учеб. пособие / Н.П. Абовский, Т.В. Белобородова, А.П. Деруга, О.М. Максимова. - КрасГАСА, 2002. – 134 с.
7. Родионов, П. Е. Методика извлечения знаний в задачах анализа рядов динамики с использованием нейронных сетей: дис…. канд. техн. наук / П. Е. Родионов. – 2003. – 169 с.
8. Хайкин, С. Нейронные сети: полный курс: [пер. с англ.]/ Саймон Хайкин. - 2-е изд. - М. : Вильямс, 2006.
- 1104 с.
9. Vapnik, V.N. Оn the uniform convergence of relative frequencies of events to their probabilities / V.N. Vapnik,
А.Ya. Chervonenkis // Theoretical Probability and Its Aplications. – 1971. - Vol. 17.- P. 264-280.
10. Koiran, Р. Neural networks with quadratic VC-dimension / Р. Koiran, E.D. Sontag // Advances in Neural Information Processing Systems.- 1996.- Vol. 8.- P. 197-203.
11. Widrow, B. Adaptive Signal Processing / B. Widrow, S.D. Steams // Englewood Cliffs.- NJ: Prentice-Hall,
1985.
12. Медведев, В.С. Нейронные сети. Matlab 6 / В.С. Медведев, В.Г. Потемкин. – М.: Диалог-МИФИ, 2002. –
496 с.
1.
Материал поступил в редколлегию 10.08.11.
117
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Вестник Брянского государственного технического университета. 2011. № 3(31)
УДК 519.8:004.056
В.И.Аверченков, М.Ю. Рытов, Т.Р. Гайнулин, М.В. Рудановский
ПРОЕКТИРОВАНИЕ ПОЛИТИКИ БЕЗОПАСНОСТИ ИНФОРМАЦИОННЫХ
ТЕХНОЛОГИЙ НА ОСНОВЕ МЕТОДОВ КОГНИТИВНОГО МОДЕЛИРОВАНИЯ 1
Рассмотрены вопросы автоматизированного управления процессами обеспечения безопасности использования информационных технологий в бизнес-процессах организаций на основе методов когнитивного моделирования.
Ключевые слова: процессный подход, информационная безопасность, информационные технологии, когнитивное моделирование.
Анализ исследований в области построения систем управления информационной
безопасностью (ИБ) показывает, что в настоящее время в России пересматриваются традиционные представления об управлении безопасностью информационных технологий
(ИТ). Об изменениях в российской практике управления безопасностью ИТ, в частности,
свидетельствует принятие и ввод в действие в последние годы международных стандартов
безопасности, предлагающих унифицированные и практически осуществимые подходы к
управлению безопасностью ИТ организаций всех форм собственности и сфер деятельности, основанные на процессном подходе к управлению, методах анализа рисков и учете
мировой практики решения проблем ИБ [1;2].
Ориентация на данные нормативные документы позволяет более эффективно и экономически обоснованно управлять безопасностью ИТ, но вместе с тем требует проведения
в каждом конкретном случае большого объема аналитических работ при планировании,
реализации и поддержке управленческих решений.
Применительно к проблеме обеспечения безопасности ИТ процессный подход к
управлению ИБ подразумевает идентификацию основных бизнес-процессов организации
и оценку рисков безопасности использования ИТ, связанных с этими процессами, с целью
эффективного и своевременного управления данными рисками.
Процессный подход к управлению ИБ позволяет руководству организации:
− оценить и проанализировать риски безопасности ИТ в контексте общих деловых
рисков организации;
− определить соответствующие потребностям организации требования к безопасности ИТ;
− сформулировать цели и стратегии управления безопасностью ИТ и реализовать их
на практике на основе комплекса политик безопасности ИТ;
− постоянно контролировать и совершенствовать систему управления безопасностью ИТ организации.
Основой адекватного управления безопасностью ИТ является определение целей и
стратегий обеспечения безопасности ИТ и закрепление их в политиках безопасности различного уровня. Цели и стратегии безопасности определяют также допустимый в рамках
организации уровень рисков. На практике процесс выбора целей и стратегий безопасности
ИТ организации сложно поддается формализации. В большинстве случаев связанные с
этим процессом задачи решаются на основе экспертного анализа руководителями и профильными специалистами информации, которая не выражается количественно, а носит
1
Работа выполнена в рамках федеральной целевой программы «Научные и научно-педагогические
кадры инновационной России» на 2009-2013 годы.
118
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Вестник Брянского государственного технического университета. 2011. № 3(31)
смысловой, качественный характер.
Опыт разработки систем поддержки принятия решений этой сфере показывает, что
наиболее применимым методом моделирования данной предметной области является
имитационное моделирование, а именно методы когнитивного моделирования слабоструктурированных систем на основе аппарата взвешенных знаковых графов [3;4]. Эти
методы позволяют в данном случае провести комплексный стратегический анализ вариантов развития системы информационной безопасности предприятия с учетом различных
внешних и внутренних факторов.
С позиций когнитивного подхода этапы моделирования процесса управления безопасностью ИТ можно представить в виде схемы (рис. 1). По мере получения информации
об объекте моделирования его модель уточняется и приводит к математической модели,
позволяющей решать практические задачи формирования политики безопасности ИТ.
1. Объект
моделирования
2. Когнитивная
модель (когнитивная
карта)
3. Содержательная
концептуальная
модель
4. Формальная
математическая
модель
Рис. 1. Этапы процесса моделирования на основе когнитивного подхода
С точки зрения свойств отдельного бизнес-процесса (БП) управление безопасностью
использования ИТ в рамках данного БП было представлено в виде когнитивной карты
(рис. 2), описывающей существенные связи между основными факторами, определяющими характеристики рисков безопасности ИТ и приоритеты реализации целей и стратегий
управления безопасностью.
Pri A
Структурное
подразделение
a
Информационная технология
(Е)
(D)
t
Актив ИТ (А)
Угроза безопасности ИТ
(Т)
e
d
Pri A
Бизнес-процесс
Pri T
Pri T
(B)
r
Риск
безопасности
ИТ (R)
p
Цель
безопасности
ИТ (P)
s
Стратегия
безопасности
ИТ (S)
b
c
Средство
обеспечения
безопасности
ИТ (C)
Рис. 2. Когнитивная карта процесса управления безопасностью использования ИТ в рамках БП
119
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Вестник Брянского государственного технического университета. 2011. № 3(31)
Риск безопасности ИТ можно представить в виде совокупности единичных рисков:
,
где risk – риск безопасности ИТ; a – степень критичности связанного с БП актива ИТ к
инцидентам ИБ; e – степень использования некоторой ИТ в данном БП; t – вероятность
реализации некоторой угрозы безопасности ИТ; d – ответственность структурного подразделения за поддержку БП.
Соответственно приоритет реализации конкретной цели или стратегии безопасности
ИТ можно определить по зависимости
,
где
– приоритет реализации цели(стратегии) безопасности ИТ;
– базовый (типовой) приоритет реализации данной цели (стратегии) в отношении данного типа активов
ИТ;
– базовый (типовой) приоритет реализации данной цели (стратегии) в отношении
данного типа угроз ИБ.
Приоритеты реализации целей и стратегий безопасности ИТ определяют выбор
средств обеспечения безопасности ИТ и ответственность структурных подразделений организации за их реализацию.
Очевидно, что процесс выбора целей, стратегий и средств обеспечения безопасности
ИТ подразумевает комплексный анализ рисков безопасности всех БП организации. Кроме
того, реализация каждого БП предполагает применение разнородных ИТ, различные типы
угроз безопасности, активов, различную степень участия структурных подразделений организации в обеспечении функций ИБ и т.д.
С целью разработки методики формирования политики безопасности ИТ организации были классифицированы основные факторы безопасности использования ИТ в БП организации. В основу классификаций положены современные научные представления об
инжиниринге БП, типологии ИТ, методах обеспечения ИБ, а также стандарты ИБ. В качестве каталога целей, стратегий и средств управления безопасностью ИТ предложено использовать каталог, основанный на положениях ГОСТ Р ИСО/МЭК 17799, содержащийся
в приложении А ГОСТ Р ИСО/МЭК 27001. Были определены базовые приоритеты реализации целей и стратегий для типовых случаев их применения [1;2].
Определены следующие этапы процесса формирования политики безопасности ИТ
организации:
1. Описание информационной инфраструктуры организации.
2. Описание факторов безопасности ИТ организации.
3. Построение математической модели процесса формирования требований к управлению безопасностью ИТ организации.
4. Формирование политики безопасности ИТ организации.
На рис. 3 показана общая структурная схема данного процесса и информационное
обеспечение выявленных этапов. Процесс разработки политики безопасности ИТ организации подразумевает привлечение в роли экспертов и разработчиков сотрудников организации самого различного профиля, в первую очередь:
− руководителей организации высшего звена;
− руководителей структурных подразделений;
− руководителей и специалистов в области обеспечения ИБ;
− руководителей и специалистов в области ИТ.
В рамках исследования была разработана методика экспертной оценки параметров
120
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Вестник Брянского государственного технического университета. 2011. № 3(31)
безопасности использования ИТ, предусматривающая численность экспертной группы от
4 до 10 человек, что является необходимым и достаточным с практической точки зрения в
связи со спецификой предметной области.
Информационное обеспечение
Классификаторы элементов
информационной инфраструктуры
Этапы процесса формирования
политики ИБ
1. Описание информационной
инфраструктуры организации
Экспертная группа
Подходы стандартов в сфере ИБ к
управлению безопасностью ИТ
2. Описание факторов
безопасности ИТ организации
Когнитивная модель процесса
формирования требований к
управлению безопасностью ИТ
(4 или более
руководителей и
ИТ-специалистов)
3. Построение математической
модели процесса формирования
требований к управлению
безопасностью ИТ организации
Классификатор целей, стратегий и
средств управления безопасностью
ИТ ГОСТ Р ИСО\МЭК 27001
4. Формирование политики
безопасности ИТ организации
Типовые требования к структуре и
содержанию политики безопасности
Политика
безопасности ИТ
организации
Рис. 3. Структурная схема методики формирования политики безопасности ИТ
В данной методике было предложено определять коэффициент компетентности эксна основе объективного и субъективного показателей компетентности –
и ,
перта
принимающих значения в диапазоне 0–10:
.
Объективный показатель компетентности
занных с уровнем занимаемой должности (
ты в организации (
складывается из характеристик, свя-
), уровнем образования (
) и стажем работы в сфере безопасности ИТ (
показатель компетентности
), стажем рабо). Субъективный
определяется экспертом самостоятельно. Таким образом,
итоговый коэффициент компетентности j-го эксперта определяется по формуле
.
В общем случае групповая оценка
каждого параметра зависит от оценок экспертами этого параметра и степени компетентности h j экспертов:
(1)
121
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Вестник Брянского государственного технического университета. 2011. № 3(31)
В связи со спецификой рассматриваемой проблемы степень достоверности экспертной оценки будет определяться показателем компетентности эксперта и контролироваться
на основе условия (2), а функция (1) будет иметь вид
.
Согласно математической модели риска безопасности ИТ, выявленные в результате
экспертного анализа риски безопасности ИТ можно рассчитать на основе зависимости
,
где
– экспертная оценка величины риска реализации угрозы Т в отношении актива А, обрабатываемого структурным подразделением D с использованием информационной технологии E в рамках бизнес-процесса B; – степень использования ИТ E;
–
критичность актива A;
– величина вероятности реализации угрозы T;
– весовая характеристика n-го эксперта.
Итоговая экспертная оценка каждого выявленного экспертной группой риска вычисляется как сумма оценок экспертов:
.
При этом должно выполняться следующее условие:
.
(2)
Далее необходимо провести ранжирование массива рисков по убыванию по каждой
из составляющих модели. Суммарное значение риска по каждому БП определяется как
.
Аналогичным образом могут быть вычислены суммарные значения по структурным
подразделениям организации, типам ИТ, типам активов ИТ, типам угроз безопасности ИТ.
Полученные значения необходимо оценить с точки зрения их величины относительно общих рисков по каждому ранжированию. Для того чтобы зафиксировать результаты
анализа в отчете об анализе рисков безопасности ИТ организации, целесообразно выразить суммарные значения рисков в процентах. Таким образом, величина суммарного риска безопасности БП B относительно других БП выражается формулой
.
В итоге в отчете об анализе рисков представлены сведения о процентном соотношении рисков безопасности по классифицированным ранее БП организации, структурным
подразделениям, используемым типам ИТ, активам ИТ, угрозам безопасности ИТ, позволяющие оценить общую специфику безопасности ИТ организации.
Задача формирования политики безопасности ИТ организации предусматривает
также ранжирование целей и стратегий безопасности ИТ по степени важности, обусловленной рисками безопасности ИТ, – приоритету реализации.
Приоритет реализации цели P в отношении выявленного риска безопасности ИТ определяется зависимостью
,
122
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Вестник Брянского государственного технического университета. 2011. № 3(31)
где
– базовый приоритет реализации цели P в отношении активов ИТ типа A;
– базовый приоритет реализации цели P в отношении угроз безопасности ИТ типа
Т (базовые приоритеты реализации целей безопасности устанавливаются заранее на основе стандартов [1;2] и могут уточняться в дальнейшем).
Общий приоритет реализации цели P вычисляется по формуле
.
Полученные общие приоритеты показывают степень важности реализации целей в
процессе управления безопасностью ИТ организации. Цели и стратегии безопасности
должны быть отражены в политике безопасности ИТ организации в виде ранжированного
по убыванию приоритетов списка.
Для каждой цели и стратегии необходимо определить направления реализации, также обусловленные характеристиками рисков безопасности ИТ. Приоритеты реализации
цели P относительно БП организации вычисляются по формуле
.
В политике безопасности ИТ достаточно зафиксировать наиболее существенные направления реализации целей, поэтому целесообразно провести ранжирование значений
по убыванию и затем определить окончательный состав управленческих решений,
предлагаемых к реализации. Таким же образом определяются приоритеты реализации целей и стратегий в отношении структурных подразделений (D), типов ИТ (E), активов ИТ
(A), угроз безопасности ИТ (T).
Автоматизация процедуры формирования политики безопасности ИТ организации
позволяет существенно упростить и оптимизировать экспертный анализ параметров безопасности ИТ, расчет значений рисков безопасности и приоритетов реализации целей и
стратегий управления безопасностью ИТ.
На основе представленной методики была разработана автоматизированная система
(АС) формирования проекта политики безопасности ИТ организации. Структурнофункциональная схема АС представлена на рис.4.
Основным результатом работы АС является текстовый проект политики безопасности ИТ организации в формате rich text format (.rtf), имеющий следующую общую структуру (в соответствии с требованиями ГОСТ Р ИСО\МЭК 17799):
1. Общие положения.
2. Инвентаризация информационных активов организации.
3. Риски безопасности активов ИТ организации.
4. Цели, стратегии и средства обеспечения безопасности ИТ организации.
4.1. Политика безопасности.
4.2. Организационные вопросы безопасности ИТ.
4.3. Классификация и управление активами ИТ.
4.4. Вопросы безопасности, связанные с персоналом.
4.5. Физическая защита и защита от воздействий окружающей среды.
4.6. Управление передачей данных и операционной деятельностью.
4.7. Контроль доступа.
4.8. Разработка и обслуживание систем ИТ.
4.9. Управление непрерывностью деятельности организации.
4.10. Соответствие законодательным требованиям.
123
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Вестник Брянского государственного технического университета. 2011. № 3(31)
Модуль ввода данных
БД характеристик
экспертов
Ввод данных об организации
Ввод данных об эксперте
БД типовых элементов
модели безопасности
Ввод данных о характеристиках
безопасности использования ИТ
БД моделей
безопасности ИТ
Модуль анализа рисков
Расчет весовых коэффициентов
экспертов
БД рисков и
приоритетов управления
безопасностью ИТ
Расчет рисков с учетом оценки
группового мнения экспертов
Отчет об анализе
рисков
безопасности ИТ
организации
Ранжирование рисков по типам
объектов ИС
Модуль формирования целей,
стратегий и средств
управления безопасностью ИТ
Расчет приоритетов реализации целей
и стратегий безопасности ИТ
Определение направлений
реализации целей и стратегий
безопасности ИТ
Модуль формирования проекта
политики безопасности ИТ
организации
Проект политики
безопасности ИТ
организации
Рис.4. Структурно-функциональная схема АС формирования проекта политики безопасности ИТ
Сформированный с помощью АС проект политики безопасности ИТ может использоваться в процессе разработки и пересмотра организационно-распорядительной документации организации в области безопасности ИТ, а также в качестве основы для принятия
решений в процессе проектирования и поддержки жизненного цикла комплексной системы защиты информации (КСЗИ) организации. Разработанная АС основана на свободно
распространяемом программном обеспечении и не требует в процессе использования специальных знаний и навыков. Использование АС позволяет значительно оптимизировать
работы, связанные с анализом рисков безопасности ИТ организации и формированием основополагающих организационно-распорядительных документов в сфере управления ИБ.
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1.
2.
3.
4.
ГОСТ Р ИСО/МЭК 27001-2006. Информационная технология. Методы и средства обеспечения безопасности. Системы менеджмента информационной безопасности. Требования.
ГОСТ Р ИСО/МЭК 17799-2005. Информационная технология. Практические правила управления информационной безопасностью.
Робертс, Ф.С. Дискретные математические модели с приложением к социальным, биологическим и экологическим задачам./ Ф.С. Робертс. – М.: Наука, 1986.
Кузнецов, Н. А., Информационная безопасность систем организационного управления: теоретические
основы: в 2 т./ Н. А. Кузнецов, В. В. Кульба, Е. А. Микрин [и др.]. – М.: Наука, 2006.
Материал поступил в редколлегию 12.05.11.
124
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Вестник Брянского государственного технического университета. 2011. № 3(31)
УДК 662.215:62-988
К.В. Макаренко, Д.А. Илюшкин, В.Г. Солдатов
МОДЕЛИРОВАНИЕ ПРОЦЕССА ДЕТОНАЦИОННОГО СИНТЕЗА НАНОАЛМАЗОВ
Рассмотрены результаты моделирования процесса распространения ударных волн в цилиндрических взрывных камерах, широко используемых для детонационного синтеза наноалмазных материалов из взрывчатых
веществ (ВВ), извлекаемых из утилизируемых боеприпасов. С использованием фазовых диаграмм углерода
проведены расчеты потенциальных зон синтеза алмазов во фронте ударных волн, получаемых при подрыве
зарядов ВВ в детонационной камере.
Ключевые слова: моделирование, взрывчатые вещества, детонация, ударная волна, наноалмазы.
Детонационный синтез наноалмазов относится к высокопроизводительным методам
получения углеродных нанокристаллических материалов. Размеры получаемых в процессе детонационного синтеза наноалмазных частиц составляют от 4 до 10 нм, при этом, как
правило, монокристаллы алмаза образуют кластеры, размеры которых достигают 5 мкм.
Несмотря на сравнительно малые размеры, алмазы, полученные методом детонационного
синтеза, обладают высокой твердостью и прочностью, свойственной природным алмазам.
Процесс получения наноалмазов методом детонационного синтеза заключается в
подрыве заряда ВВ в герметично закрытой взрывной камере. При взрыве за счет детонации и ударных волн в камере образуются зоны с повышенными давлением и температурой, в которых происходит синтез алмазов. Оптимальной температурой для синтеза алмазов во взрывной камере, по оценкам многочисленных экспертов, является Т = 3100 ± 300
К [1-3]. Значительное превышение температуры приводит к диссоциации наноалмазов.
Рекомендуемое давление в детонационной волне, при котором образуется алмазная фаза,
составляет 18 ± 4 ГПа [4]. Процесс синтеза протекает очень быстро (25…100 мс) и должен
быть завершен резким охлаждением, это является обязательным условием стабилизации
алмазной фазы. С этой целью подрыв зарядов ВВ во взрывной камере проводят, размещая
их в пластиковом контейнере с деионизированной водой или в глыбе льда. После затухания газодинамических процессов в камере остаются продукты взрыва - наноалмазная
шихта, которая состоит из наноалмазов, сажи, графита и металлических примесей. Максимальный выход годного в шихте, как правило, не превышает 10 %. На этот показатель и
размеры нанокристаллов алмаза в наибольшей степени оказывают влияние размеры
взрывной камеры, масса заряда и типы ВВ.
Форма и размеры взрывных камер, используемых при производстве наноалмазов методом детонационного синтеза, не регламентируются [5]. Наиболее широко применяемые
взрывные камеры имеют цилиндрическую форму и внутренний объем от 2 до 10 м2. Камеры могут устанавливаться вертикально, горизонтально или с наклоном. Загрузка зарядов ВВ чаще всего осуществляется сверху. Донные части делаются в виде сферы или конуса, что облегчает извлечение наноалмазной шихты, которая скапливается на стенках и в
нижней части камеры. Альтернативой цилиндрическим камерам считаются сферические
установки, однако производство их очень трудоемкое и требует применения специального
оборудования, что приводит к значительному повышению стоимости взрывной камеры и
в конечном итоге сказывается на увеличении себестоимости наноалмазов.
Исходным строительным материалом в процессе синтеза наноалмазов является углерод, входящий в состав ВВ, или дополнительно вводимые углеродосодержащие добавки
(графит, сажа или ранее полученная наноалмазная шихта). Не все ВВ могут быть использованы в процессе детонационного синтеза. При выборе ВВ для данного метода необходимо учитывать их мощность в тротиловом эквиваленте, скорость детонации и кислород125
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Вестник Брянского государственного технического университета. 2011. № 3(31)
ный баланс. Две первые характеристики определяют физические условия протекания синтеза алмаза во взрывной камере – давление и температуру. Под кислородным балансом
понимается избыток или недостаток кислорода в веществе заряда, необходимый для полного окисления элементов, входящих в состав ВВ (С, Н, Al и др.). В зависимости от содержания кислорода во ВВ их делят на вещества с положительным, нулевым и отрицательным балансом. Процесс детонационного синтеза наноалмазов во взрывной камере
возможен только при использовании ВВ с отрицательным кислородным балансом, в этом
случае выделяется определенное количество свободного углерода, из которого в процессе
синтеза образуются наноалмазы. Дополнительные углеродосодержащие добавки, вводимые в заряды ВВ, повышают выход годного продукта и изменяют размеры и морфологию
наноалмазов [6].
Традиционно в процессе детонационного синтеза наноалмазы получают из чистых
взрывчатых веществ – тротила и гексогена, которые сплавляются в различных пропорциях
(50/50, 40/60 или 60/40). Использование более мощных ВВ, например чистого тринитротолуола (р ∼ 18 ГПа, Т = 3500 К), с высоким отрицательным кислородным балансом не
приводит к повышению выхода наноалмазов при детонационном синтезе. Это может быть
объяснено процессом диссоциации предварительно образовавшихся алмазов в графит при
превышении оптимальных значений температур и давлений в объеме камеры и низкой
скорости охлаждения наноалмазов, образовавшихся в момент их синтеза [7].
Применение в качестве исходных ВВ чистых тротила и гексогена приводит к повышению себестоимости наноалмазов, что снижает рентабельность их производства. Наиболее рационально для этих целей использовать ВВ, извлекаемые из утилизируемых боеприпасов. При этом необходимо учитывать в материальном балансе процесса производства наноалмазов вещества, которые содержатся в утилизируемых боеприпасах и могут оказывать влияние на качество конечного продукта.
В данной статье исследуется процесс детонационного синтеза наноалмазов в цилиндрических взрывных камерах. Явления, обусловленные газодинамическими процессами,
изучаются с позиции исследования закономерностей распространения ударных волн, возникающих в процессе детонации ВВ. При этом определяются области в объеме взрывной
камеры, в которых по термодинамическим условиям возможен детонационный синтез наноалмазов.
Как было отмечено, необходимым условием реализации детонационного синтеза наноалмазов во взрывных камерах является сочетание определенных значений температур и
давлений, при которых углерод кристаллизуется в виде алмаза. На рис. 1 представлена
диаграмма состояния углерода в зависимости от температуры и давления. На диаграмме
заштрихованная область соответствует условиям реализации процесса детонационного
синтеза наноалмазов. Параметры заштрихованной области были получены на основании
анализа публикаций [1-5].
При описании кинетики процесса необходимо учитывать влияние скорости охлаждения и падения давления, которые должны быть значительными, но не пересекать
границу фазового перехода алмаз-графит. Резкое адиабатическое расширение приводит к
графитизации образовавшихся алмазов. Только если внутри камеры будет протекать
изоэнтропический процесс, при котором происходит сжатие газовой среды в
изолированном объеме камеры без теплообмена с окружающей средой, алмазная фаза
будет сохраняться. В реальном производстве наноалмазов методом детонационного
синтеза из ВВ вокруг наноалмазных частиц образуется так называемая газовая шуба,
представляющая собой оболочку из конденсированного углерода [8]. Таким образом, в
действительности наблюдается процесс частичного перехода наноалмазов в графитовую
фазу, который приводит к уменьшению размеров частиц и сокращению выхода годного
продукта.
126
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Вестник Брянского государственного технического университета. 2011. № 3(31)
Непосредственное исследование
распределения температур и давлений во фронте ударной волны очень
затруднительно. Использование современных приборов для определения этих параметров во внутреннем
объеме взрывной камеры невозможно. Исследователи ограничиваются,
как правило, замерами температуры и
давления на внутренней поверхности
взрывной камеры, что не позволяет в
полной мере оценить процессы распределения температур и давлений в
рабочем пространстве [9].
В данной работе использоваРис.1. Диаграмма состояния углерода с областью детонаци- лись методы компьютерного моделионного синтеза алмаза из смеси тринитротолуола с гексогерования газодинамических процессов
ном
с применением модуля гидроаэродинамического анализа FLOTRAN
CAE-программы ANSYS. Моделирование в данном модуле основано на представлении
внутреннего пространства взрывной камеры как конечноэлементной системы уравнений
для полностью связанной задачи движения сплошной среды:
Векторы V x , V y , V z , P, T представляют собой степени свободы в узлах конечноэлементных ячеек следующих параметров: скорости потока, давления и температуры. В
общей матрице подматрица К относится к взаимовлиянию процессов адвекции (механического переноса среды) и диффузии. Матрицы С образованы операторами градиентов давления и их транспозициями, а матрицы СТ - операторами дивергенции скорости. Векторы
F характеризуют вклад поверхностных потоков и объемных сил. При исследовании процесса детонации моделируются изменения во внутреннем пространстве взрывной камеры,
в котором система уравнений решается для всех узловых неизвестных.
Начальные технологические условия моделирования процесса: заряд ВВ – сплав
тротил-гексоген (ТГ 50/50); масса заряда – 4 кг. Физические параметры заряда ВВ: плотность заряда – 1,69 г/см3; скорость – 7,6 км/с; давление – 25,4 ГПа; температура продуктов
детонации в эпицентре взрыва – 3460 К [10]. Исходные физические свойства пространства
внутри камеры: плотность воздуха – 1,2 г/см3; температура – 293 К, давление – 1 атм.
Результаты моделирования распределения температуры и давления в пространстве
взрывной камеры на различных стадиях процесса представлены на рис. 2 и 3.
Анализ результатов моделирования показывает, что затухание газодинамических
процессов завершается полностью через несколько секунд. При этом процесс синтеза наноалмазов происходит за 0,01 с. Именно в течение такого времени во взрывной камере
при подрыве заряда ТГ 50/50 создаются физические условия для детонационного синтеза
наноалмазов.
127
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Вестник Брянского государственного технического университета. 2011. № 3(31)
При изучении температурных полей в камере после взрыва ВВ можно выделить две
стадии, при которых температура достигает значений, необходимых и достаточных для
синтеза алмаза. Первая стадия характеризуется столкновением первичной ударной волны
с боковой стенкой камеры, где вследствие значительного повышения плотности продуктов детонации при их столкновении с преградой наблюдается увеличение температуры от
3200 до 4500 К.
а)
б)
в)
г)
д)
е)
Рис. 2. Результаты моделирования распределения температурного поля в пространстве взрывной камеры в
зависимости от начала подрыва заряда ВВ, с:
а – 0,0001; б – 0,0009; в – 0,0015; г – 0,0027; д – 0,0036; е – 0,0048
128
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Вестник Брянского государственного технического университета. 2011. № 3(31)
а)
б)
в)
г)
е)
д)
Рис. 3. Результаты моделирования распределения поля давления в пространстве взрывной камеры в зависимости от начала подрыва заряда ВВ, с:
а – 0,0001; б – 0,0009; в – 0,0015; г – 0,0027; д – 0,0036; е – 0,0048
129
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Вестник Брянского государственного технического университета. 2011. № 3(31)
Наиболее полно представить
динамику изменения температуры
в различных точках взрывной камеры можно по графикам (рис. 4).
Распределение соответствующих
точек графика в объеме взрывной
камеры представлено на рис. 5.
Вторая стадия, при которой наблюдается значительное повышение температуры в отдельных частях камеры, обусловлена усилением вторичных ударных волн, отраженных от стенок камеры.
Флуктуации температуры на этом
этапе образуются не только у боковых стенок, но и в центре камеры, а также в верхней и нижней
Рис. 4. График динамики изменения температуры в различных полусферах.
Однако в данном
точках внутреннего пространства взрывной камеры
случае температура не превышает
3200 К (рис. 4).
Картина распределения давления в объеме взрывной камеры имеет более сложный вид. На основании
анализа изображений, представленных на рис. 3, можно прийти к выводу, что поля распределения давлений в камере обусловлены в первую очередь ее профилем. Второй
фактор, оказывающий наибольшее
влияние на получаемую картину
распределения температур и давлений, – форма исходного заряда.
Особенно заметно это влияние на
начальном этапе распространения,
Рис. 5. Точки на профиле взрывной камеры, в которых осуще- когда фронт ударной волны фактиствлялись виртуальные замеры давления и температуры
чески повторяет форму заряда ВВ
(рис. 3 а). В противоположность
температурному распределению поле давлений достигает максимальных значений в верхней и нижней частях профиля, что обусловлено концентрацией ударных волн в полусферических элементах камеры (рис. 3 б, д). Анализ виртуальных замеров давления в соответствующих точках камеры (рис. 5) показал, что давление затухает более интенсивно,
чем температура (рис. 6).
Итак, подводя предварительные итоги исследования, можно сделать следующие выводы. Наиболее высокие температуры и давления достигаются при ударе продуктов детонации о стенку камеры. Фронт ударных волн в начальный период взрыва определяется
формой заряда. На первой стадии, когда ударная волна взаимодействует со стенками
взрывной камеры, возникают условия для формирования наноалмазов. Температура и
давление значительно превышают допустимые нормы. При этом необходимо учитывать
тот факт, что детонация, возбуждаемая перемещающейся по ВВ начальной ударной волной, в момент достижения стенки проходит не до конца. Как следствие, по окончании
130
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Вестник Брянского государственного технического университета. 2011. № 3(31)
первой стадии детонационного синтеза углерод в продуктах детонации может находиться
еще в связанном состоянии. Таким образом, результатом первой стадии детонационного
синтеза, которая заканчивается отражением ударных волн от стенок взрывной камеры, является образование зародышей наноалмазной фазы.
Отраженные от стенок камеры ударные волны, как видно из картины моделирования, усиливают друг друга, что приводит к повышению температуры и давления в центральной области. На этой стадии процесс детонации ВВ уже полностью завершен, в пространстве камеры присутствуют зародыши алмазной фазы и
свободный атомарный углерод, который является строительным материалом для последующего синтеза наноалмазов. Рост алмазной фазы на второй
стадии продолжается даже при значительном падении давления внутри камеры, так как он обусловлен каталитической способностью первичных зародышей алмаза, образовавшихся на
первой стадии процесса.
Анализ распределения температур и давлений показывает, что отРис. 6. График динамики изменения давления в различных
раженные от стенок ударные волны
точках внутреннего пространства взрывной камеры
приводят к одномоментному достижению максимальных значений этих параметров в центре взрывной камеры (рис. 2 е, 3
е). Кроме того, объем области, в которой достигаются необходимые условия для детонационного синтеза, сравнительно велик, что повышает стабильность роста алмазной фазы.
Рост наноалмаза происходит преимущественно в период усиления вторичных волн в центральной части взрывной камеры.
Анализ распределения температур и давлений показывает, что отраженные от стенок
ударные волны приводят к одномоментному достижению максимальных значений этих
параметров в центре взрывной камеры (рис. 2 е, 3 е). Кроме того, объем области, в которой достигаются необходимые условия для детонационного синтеза, сравнительно с условиями формирования у стенок велик, что повышает стабильность роста алмазной фазы.
Рост наноалмаза происходит преимущественно в период усиления вторичных волн в центральной части взрывной камеры.
Последующее температурное воздействие ударной волны, распространяющейся во
взрывной камере, приводит к частичной рекристаллизации ранее образовавшегося алмаза.
Этим объясняется образование газовой шубы вокруг наноалмазов, получаемых методом
детонационного синтеза.
На основании анализа результатов моделирования процесса детонационного синтеза
можно сделать следующие выводы. Во-первых, для увеличения выхода годного продукта
в процессе детонационного синтеза необходимо во взрывной камере создавать условия,
при которых центральная область усиления отраженных ударных волн была бы максимально большой. Во-вторых, форма и объем центральной области, в которой протекает
синтез алмазов, зависят от исходной формы камеры и заряда. В-третьих, количество получаемых наноалмазов при подрыве заряда ВВ будет напрямую зависеть от того, сколько
свободного углерода сосредоточено в центральной части камеры в момент достижения
оптимальных параметров для синтеза алмаза.
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
131
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Вестник Брянского государственного технического университета. 2011. № 3(31)
1. Верещагин, А.Л. Детонационные наноалмазы / А.Л. Верещагин. – Барнаул: Изд-во АГТУ, 2001. – 177 с.
2. Козырев, Н.В. Исследование процесса синтеза ультрадисперсных алмазов из смесей тротила с гексогеном, октогеном и тэном / Н.В. Козырев, Е.С. Голубева // Физика горения и взрыва. – 1992. – № 5. – С.
119.
3. Гусев, А.И. Нанокристаллические материалы / А.И. Гусев, А.А. Ремпель. – М.: Физматлит, 2001. – 224 с.
4. Shenderova, O.A. Ultrananocrystalline Diamond. Synthesis, Properties and Applications / O.A. Shenderova, D.
M. Gruen. – New York: William Andrew Publishing, 2006. – 612 p.
5. Krueger, A. Carbon Materials and Nanotechnology / A. Krueger. – Weinheim: WILEY-VCH Verlag GmbH &
Co. KGaA, 2010. – 488 p.
6. Верещагин, А.Л. Детонационные наноалмазы / А.Л. Верещагин, Г.С. Юрьев // Техника машиностроения.
– 2003. – № 1. – С. 52 – 58.
7. Мазанов, В.А. Макрокинетика сохранения конденсированного углерода и детонационного наноалмаза в
герметичной взрывной камере / В.А. Мазанов // Физика твердого тела. – 2004. – № 4. – С. 614 – 620.
8. Кулакова, И.И. Химия поверхности наноалмазов / И.И. Кулакова // Физика твердого тела. – 2004. – №4. –
С. 621 – 628.
9. Козырев, Н.В. Влияние дисперсности октогена на синтез наноалмазов в детонационных волнах / Н.В.
Козырев, Б.В. Ларионов, Г.В. Сакович // Физика горения и взрыва. – 2008. – № 2. – С. 79 – 84.
10. Гельфанд, Б.Е. Фугасные эффекты взрывов / Б.Е. Гельфанд, М.В. Сильников. – СПб.: Полигон, 2002. –
272 с.
Материал поступил в редколлегию 24.06.11.
132
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Вестник Брянского государственного технического университета. 2011. № 3(31)
ЭКОНОМИКА, ОРГАНИЗАЦИЯ
ПРОИЗВОДСТВА И УПРАВЛЕНИЕ
УДК 338
Н.В.Грачева
СТРАТЕГИЧЕСКИЕ СРЕДСТВА УПРАВЛЕНИЯ РАЗВИТИЕМ
ИННОВАЦИОННОЙ ДЕЯТЕЛЬНОСТИ В ПРОМЫШЛЕННОСТИ
НА РЫНОЧНОЙ ОСНОВЕ
Исследованы проблемы управления в условиях расширения содержания инновационной деятельности
структур сферы промышленного производства за счет бизнес-функции. В качестве средств инновационного
управления рассмотрены рациональный выбор миссии, стратегий достижения цели и методические подходы
к их реализации для различных состояний предприятий.
Ключевые слова: инновационное управление, инновационное развитие, инновационная структура, цель,
стратегия, социальные потребности, средства управления, синергический результат.
Современная отечественная экономика, базирующаяся на рыночных отношениях,
характеризуется высокими темпами модернизации. Сложившиеся традиционные представления о закономерностях ее развития трансформируются в детерминанты новых производственных отношений, устраняющих многие в них ограничения, являются более зависимыми от потребностей и приоритетов индивидов, мотивации занятых в производстве
людей, активизируют виды деятельности, доводят их до соответствия сегодняшним реальностям. На фоне таких объективно существующих изменений все отчетливее становится проблема выстраивания тождественной этим изменениям конструкции инновационной деятельности в промышленности. Одной из возможностей решения проблемы является расширение поля деятельности инновационных структур, выполняющих в основном
производственную функцию по технической подготовке производства, бизнес-функций.
Выражаться это будет в разработке инновационными структурами наряду с интеллектуальными продуктами, используемыми в производстве материального продукта предприятия, продуктов, сопровождаемых самостоятельной (непосредственно ими) их коммерциализацией. Это вполне соответствует идеологии рыночной экономики, утверждающей
за каждым человеком свободу предпринимательской инициативы и, следовательно, право
выбора средств, обеспечивающих ему собственное благосостояние. Таким образом, развитие инновационной деятельности в промышленности с вектором расширения ее функционального содержания определяется во многом потребностями, через удовлетворение
которых решается задача благосостояния и качества жизни. С точки зрения профессионально-функционального назначения инновационной деятельности этим она приводится в
должное, отвечающее ее сути состояние, характеризуемое не малыми жизненными циклами, которые свойственны процессам технической подготовки производства, заканчиваемым проектированием продуктов и технологий их изготовления, а полными, включающими еще этап коммерциализации, фиксирующей полезность и готовность интеллектуального продукта быть товаром и, следовательно, предметом купли-продажи.
Активное включение осуществляющих инновационную деятельность структур в рыночные отношения за счет бизнес-функции ставит вопрос об управлении, способном это
обеспечить. Построение инновационной деятельности в данной векторной конструкции
предполагает следующие исходные позиции ее управления:
- осознание цели и необходимости развития инновационной деятельности путем освоения и реализации осуществляющими ее структурами рыночных схем хозяйствования;
- обеспечение полноты реагирования на потребности рынка;
133
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Вестник Брянского государственного технического университета. 2011. № 3(31)
- получение результатов от инновационных процессов с выделением тех, которые
будут обеспечивать социальные гарантии, отражающие качество жизнеобеспечения работающих в производстве и окружающих их людей;
- ориентирование на эффективное научно-техническое обеспечение производства
продукта предприятия с максимальным использованием рыночного потенциала инновационных структур.
Данные позиции отражают больше перспективно-стратегическую функцию инновационного управления, обладают существенной новизной и ставят немало задач перед инновационными структурами, которые ими до того фактически не решались. Поэтому в
плане впервые номинируемых средств управления, выстраивающих технологическую цепочку деятельности инновационных структур с ориентацией на рынок, а следовательно,
при работе в условиях большей неопределенности особое значение для управления приобретает правильная постановка основной цели-миссии инновационного развития и стратегий ее достижения. Вариантами миссии в реализации управленческих средств, обеспечивающих инновационное развитие на основе закономерностей рынка, могут быть следующие:
-инновационное развитие есть максимальное удовлетворение социальноэкономических потребностей;
- инновационное развитие – социальное развитие;
- инновационное развитие – гарантия роста качества жизни.
Такие миссии могут подкрепляться подмиссиями:
- инновационное развитие – завоевание репутации;
- инновационное развитие – овладение рынками;
- стабилизация инновационного развития – высокая конкурентоспособность и прибыль.
Исходя из состояния, в котором в настоящее время находятся в промышленности
инновационные структуры и их ресурсы, возможны три варианта выбора стратегии (таблица).
Таблица 1
Возможные варианты выбора стратегии инновационной деятельности
научно– технических структур промышленных предприятий
Вариант выбора стратегии
Ресурс стратегии
Исходя полностью из приориРесурс (временной, материтета целей и инициативы альный, финансовый) для
предприятия
обеспечения нужного уровня
развития предприятия.
Мотивация эффективного
выполнения
инновационных
процессов по предлагаемой
предприятием тематике
Исходя из приоритета целей
Приоритет ресурса, обеспепредприятия и ограниченных чивающего производственную
целей инновационных струкфункцию.
тур по инициативной тематиРесурс инновационных
ке
структур для выполнения инициативной тематики на договорной основе с предприятием,
другими его подразделениями.
Ресурс предприятия как соучастника совместно осуществляемых со структурами инновационных программ
134
Результат
Максимум технического развития предприятия, минимум
инициативного инновационного продукта
Достаточность технической
подготовки и планируемого
развития производства. Создание по остаточному ресурсу
инициативного инновационного продукта
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Вестник Брянского государственного технического университета. 2011. № 3(31)
Вариант выбора стратегии
Исходя из приоритета целей инновационных структур
Ресурс стратегии
Достаточный ресурс инновационных структур для
осуществления своей деятельности на договорной
основе с внешним окружением, предприятием, при
котором функционируют
структуры, и отдельными
его подразделениями
Окончание таблицы
Результат
Максимум инициативного
инновационного продукта.
Достаточность технической
подготовки производства
Изучение проблемы, средств и форм развития инновационной деятельности и управления в промышленности в стратегическом аспекте позволяет выстроить концептуальную
схему их функционирования в условиях рынка с использованием современных стратегий
и получением синергических (технических, экономических и социальных) результатов,
определяющих качество жизни (рис. 1).
По данной концептуальной схеме исходя из потребностей определяется миссия инновационного развития предприятия, согласно которой выбираются стратегии по инновационным продуктам. Это могут быть стратегии по созданию продуктовых, технологических, продуктово-технологических инноваций для целей предприятия, обеспечивающих
техническую подготовку производства и его развитие, а также по разработкам, выполняемым инновационными структурами по инициативной тематике для реализации их на свободном рынке и по заказам сторонних предприятий и организаций.
Выбор стратегий, определяющих ход инновационных процессов, вызывает у структур предприятий особое затруднение. Как показывает практика, эта работа находится, по
существу, в начальной стадии (осмысление и апробация теоретического задела, который
накоплен ранее), поскольку, как отмечают некоторые авторы, достаточного опыта ведения
инновационной деятельности в рыночных условиях научно - технические структуры
предприятий не имеют [4].
Способствовать этому выбору могут эталонные стратегии: концентрированного, интегрированного, диверсифицированного роста, а также целенаправленного сокращения
[3].
Изучение характера эталонных стратегий роста показывает следующее.
Стратегии концентрированного роста связаны с увеличением объёмов производства
посредством интенсификации использования его ресурсов, совершенствованием товара, а
следовательно, с изменением его потребительской стоимости и за счёт этого более глубоким внедрением на рынок, его расширением.
Стратегии интегрированного роста предполагают расширение предприятием своей
рыночной сферы за счёт присоединения к нему или приобретения им структур, осуществляющих продажи.
Эти две стратегии несут простые организационные преобразования существующей
системы, что не вполне адекватно смыслу научно-технических инноваций.
Стратегии диверсифицированного роста и целенаправленного сокращения связаны с
созданием новых товаров и технологий, модернизацией действующих, т.е. являются по
своей сути инновационно адаптированными.
Итак, можно отметить, что более сориентированными на инновационные процессы
являются стратегии диверсифицированного роста и целенаправленного сокращения.
Разработка стратегий зависит также от уровня развития предприятия. Теория предлагает деление предприятий по этому критерию на пять типов: эксплеренты, патиенты,
виоленты, коммутанты, леталенты.
135
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Вестник Брянского государственного технического университета. 2011. № 3(31)
Практика развития характеризует тот или иной тип предприятия, идя по восходящей
от предприятия - эксплерента до предприятия – виолента. Если будет упущен момент
своевременной поддержки успеха предприятия – виолента посредством улучшающих инноваций, то дальше оно может перейти в фазу предприятия-коммутанта или даже предприятия– леталента, характеризующихся ухудшением параметров жизнедеятельности до
полного падения успеха и прекращения существования предприятия в прежнем виде.
Миссия, определяемая потребностями
Инновационное развитие предприятия
Стратегия по инновационным продуктам
Технологическая
Продуктовая
Продуктовотехнологическая
Стратегия по типу роста
Интегрированного
Целенаправленного
сокращения
Концентрированного
Стратегии по конкретным объектам
Тип предприятия
− эксплерентное
− патиентное
− виолентное
− коммутантное
− леталентное
Масштаб предприятия
− крупное
− среднее
− малое
Потребности
− предприятия
− структур предприятия
− индивидов
Стратегии по бизнес-процессам и бизнес-программам
Синергический результат: технический, экономический,
социальный
Качество жизни
Рис. 1. Концептуальная схема инновационного развития с использованием стратегий управления
Естественно, что разные состояния требуют разных управленческих стратегий. Так,
для предприятий эксплерентного и патиентного типов могут быть использованы стратегии, максимально обеспечивающие их присутствие и усиление позиций на рынках, так как
они, окончательно не сложившиеся, не имеют устойчивых рыночных позиций. Для данных типов предприятий возможен выбор инновационных стратегий, позволяющих им
кратковременно по ценам с высокой прибылью позиционировать товар, который будет
136
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Вестник Брянского государственного технического университета. 2011. № 3(31)
восприниматься покупателями в качестве нового, а значит, возможно, обладающего высокими потребительскими свойствами. В других случаях цена на товар ниже конкурентной
может надолго повысить имидж предприятия.
Для виолентных предприятий, т.е. тех, которые достигли зрелого состояния, устойчивого положения на рынке, важной является стратегия поддержания своей конкурентоспособности путём своевременной замены товаров на новые - с набором показателей качества, вызывающих на них большой спрос.
Предприятиям, способным оказаться в состоянии коммутативности или леталентности, остаётся надеяться на то, чтобы с наибольшей выгодой была использована стратегия
целенаправленного сокращения.
Имеет свои особенности проблема реализации инновационных стратегий для предприятий крупных, средних и малых форм. Выбор ими стратегии осуществляется в зависимости от масштаба целей и деятельности, наличия средств, приоритета возможностей
привлечения инвестиций со стороны. Привилегированное положение здесь занимают
крупные предприятия. Они имеют развитые материально-технические и научноэкспериментальные базы, большую численность персонала, занятого в инновационной
сфере деятельности, оперируют большей массой собственных и заёмных денежных
средств. Практика показывает, что их стратегические программы масштабнее программ
средних и малых предприятий, а сами стратегии содержат глобальный смысл, в который
закладываются идеи интеграции усилий и средств предприятий промышленных комплексов, концернов, консорциумов, синдикатов, прочих объединений, выстраивающих интеграцию на основе партнёрских отношений.
Так как на данном этапе существенное внимание уделяется малому и среднему бизнесу, безусловным фактом становится проблема его инновационного развития. Во многом
решает проблему инновационной деятельности малых и средних предприятий реализация
возможностей их вхождения в интеграционные процессы по инновациям с крупными
предприятиями. Речь не идёт о слиянии или поглощении крупными предприятиями малых
и средних. Мотивационным фактором интеграции здесь может служить установление тесных и долгосрочных корпоративных связей между ними. Наиболее перспективным направлением интеграции выглядит осуществление ее на принципах партнёрства с заключением контрактов, определяющих порядок инновационного взаимодействия. В некоторой
мере для этих целей применимы типы взаимодействия, определяемые инсортинговыми и
аутсортинговыми стратегиями интеграции [1].
Инсортинговый вид стратегий предусматривает право малых и средних предприятий
совместно с крупными предприятиями создавать и реализовывать инновационные программы, осуществлять собственные разработки с использованием кредитных займов
крупных предприятий, консультироваться у них.
Аутсортинговые стратегии вопросы инновационного взаимодействия предприятий
решают на принципах партнерства с согласованием совместной деятельности, всесторонней поддержкой друг друга. Например, малыми и средними предприятиями разрабатываются отдельные инновационные программы для крупных предприятий. По этим программам крупные предприятия оказывают финансовую поддержку, предоставляют экспериментальную базу, право пользоваться своими лицензиями, ноу-хау, материальными и интеллектуальными ценностями.
В основном инсортинговый и аутсортинговый типы интегрированного взаимодействия предприятий носят горизонтальный характер (рис. 2).
Стратегия интеграции крупных, малых и средних предприятий открывает для тех и
других большие возможности. Крупные предприятия могут оперативно получать инновационные разработки, которые несут для них как бы прикладной характер, но в то же время
значительно активизируют их инновационную деятельность в целом, ускоряя её процессы
137
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Вестник Брянского государственного технического университета. 2011. № 3(31)
и обеспечивая их эффективность. Малые и средние предприятия посредством партнерства
с крупными предприятиями повышают свою инновационную активность, используя для
этого финансовую и иную поддержку и опыт крупных предприятий и обеспечивая тем
быстрый рост собственных бизнесов.
Совместное участие в инновационных процессах
Малые и средние предприятия
Крупные предприятия
Инсортинговый тип интеграции
Крупные предприятия
Самостоятельное
осуществление
инновационных
процессов с обменом ценностями
Малые и средние предприятия
Аутсортинговый тип интеграции
Рис. 2. Типы интегрированного взаимодействия предприятий в инновационных процессах
В рыночном варианте стратегии воплощаются в бизнес - процессах. В этом случае
объектом инновационного управления становится инновационный бизнес – процесс.
Так как любой инновационный процесс предприятия определяется его корпоративной целью, то исходя из нее делается выбор, каким быть в своей основе бизнес–процессу
и его синергическому результату, обеспечивающему качество жизни. Практически это
предполагает некие нововведения и в распределение прибыли, создание из нее фондов качества жизни вместо фондов социальной нужды.
Все эти процессы предполагают качественное стратегическое планирование. По традиции ассоциируемое больше с понятием перспективного (долгосрочного), оно испытывает теперь некую переориентацию в способах исследовательского анализа и правилах
претворения в жизнь. Догма о неприкосновенности долгосрочного (5 лет) плана заменена
функцией корректировки и переоценки в плане его целей и стратегий на основе учета и
анализа изменений в условиях и во времени, когда обнаруживается в том потребность.
Данную задачу решают при реализации плана посредством перестраивания по ходу деятельности, получая промежуточные результаты и делая по ним соответствующие выводы.
Представить концептуальный порядок современного стратегического планирования можно схемой, изображенной на рис. 3.
По позициям временных периодов традиционного долгосрочного планирования запрограммированные показатели Р 1 , Р 2 , Р 3 , Р 4 , Р 0 подлежат обязательному выполнению
вне зависимости от изменения условий. Современное стратегическое планирование при
изменении условий и полученных результатов допускает корректировку этих показателей
(Р 1 ', Р 2 ', Р 3 ', Р 4 ', Р 0 '). В зависимости от этого корректируются цели и переоцениваются
стратегии. Таким образом, линия, отражающая по периодам динамику показателей стратегического планирования, которая находилась в положении 0 – Р 0 , может оказаться в по138
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Вестник Брянского государственного технического университета. 2011. № 3(31)
ложении 0 – Р 0 ' или в другом положении, откорректированном для нее в соответствии с
новыми целями и стратегиями.
В инновационной деятельности стратегическое планирование позволяет оперативно реагировать на изменения, происходящие
Р0'
в окружающей научно-инновационной среде,
Р4'
'
а также на конъюнктуру рынка.
Р3
Таким образом, построение инновациР2'
'
онной деятельности в промышленности на
Р1
рыночной основе позволяет предприятиям и
осуществляющим ее структурам реализовать
0
Р1
Р2
Р3
Р4
Р0
свои потенциалы со значительно большей
Рис. 3. Характер действия традиционного
эффективностью. В этих условиях их деядолгосрочного и современного
тельность проявляется в новом качестве: изстратегического планирования [2]
начально ориентируемая на получение не
только технико-экономического, но и социально-экономического результата, она во многом решает проблему производства и человека, предоставляя ему возможность больше
зарабатывать и, следовательно, нарастающим итогом повышать уровень своего жизнеобеспечения. Объективной необходимостью для достижения такого результата является
качественно выстроенное по целям и стратегическим средствам инновационное управление.
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1.
2.
3.
4.
Веснин, В.Р. Стратегическое управление/ В.Р.Веснин. – М.: Велби: Проспект; 2005.
Виханский, О.С. Менеджмент/ О.С.Виханский, А.И.Наумов. – М.: Высш. шк., 1994.
Котлер, Ф. Основы маркетинга/ Ф.Котлер. – М.: Вильямс, 2002.
Актуальные проблемы охраны интеллектуальной собственности: материалы науч.-практ. конф. – Н. Новгород, 2002.
Материал поступил в редколлегию 7.04.11.
139
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Вестник Брянского государственного технического университета. 2011. № 3(31)
ОБРАЗОВАНИЕ
УДК 378 (470)
О.А. Горленко, Т.П. Можаева
ПРОЕКТИРОВАНИЕ И ОЦЕНИВАНИЕ КАЧЕСТВА ДИСЦИПЛИНАРНОГО
КУРСА, ПРЕДНАЗНАЧЕННОГО ДЛЯ ПОДГОТОВКИ БАКАЛАВРОВ
Рассмотрена проблема оценивания качества дисциплинарного курса, предназначенного для подготовки бакалавров, на стадии его проектирования с учетом гармонизации требований рынка труда и федеральных
государственных образовательных стандартов. Изложена методика мониторинга показателей качества такого курса на примере дисциплины «Основы менеджмента».
Ключевые слова: проектирование дисциплинарного курса, корректирующая структурно-смысловая модель,
оценивание качества, подготовка бакалавров, мониторинг показателей качества.
Обеспечение уровня подготовки бакалавров, соответствующего ожиданиям рынка
труда, во многом определяется технологией гармонизации требований федеральных государственных образовательных стандартов (ФГОС) и возможных видов профессиональной
деятельности будущих выпускников на стадии проектирования дисциплинарных курсов,
входящих в основную образовательную программу (ООП) подготовки бакалавров. Необходимо разработать методику проектирования и мониторинга таких курсов, позволяющую
гарантировать качество формирования компетенций бакалавров.
В связи с этим перспективной является разработка проекта дисциплинарного курса
на основе корректирующей структурно-смысловой модели (КССМ) [1; 2], базирующейся
на графоаналитическом методе и методике построения бинарных матриц, а также методологии QFD [3], которая позволяет перевести требования работодателей к выпускнику вуза
в компетенции, формируемые при реализации ООП. Проект курса на основе КССМ (рисунок) представлен и рассмотрен на примере дисциплины «Основы менеджмента», включенной в вариативную часть направления подготовки 221700 - «Стандартизация и метрология» (профиль «Стандартизация и сертификация») в Брянском государственном техническом университете.
Данный проект состоит из следующих этапов:
- идентификация требований рынка труда к уровню подготовки бакалавров на основе методологии QFD [3], позволяющей разработать модель выпускника вуза исследуемого
направления подготовки и перевести запросы и ожидания работодателей в компетенции
ООП;
- анализ места и роли учебной дисциплины в системе ООП исследуемого направления и профиля на основе определения: цели дисциплины, ее места в структуре ООП, видов учебной и самостоятельной работы и форм их контроля, общей трудоемкости дисциплины в зачетных единицах и учебных часах, а также ее взаимосвязи с предыдущими и последующими дисциплинарными курсами ООП;
- формирование требований к базовым (Kδ i ) и итоговым (Ku j ) компетенциям бакалавров через систему дидактических параметров (знания, умения, навыки, креативность,
личностные качества);
- проектирование видов учебных занятий и разделов дисциплины на основе методологии QFD [3];
- разработка структурно-смысловой модели (ССМ) дисциплины, которая предусматривает
декомпозицию содержания дисциплины на учебные элементы и группировку их по разделам [4]; определение интегрального показателя качества содержания дисциплины Q с через систему частных показателей (К αс – коэффициент усвоения учебных элементов со140
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Вестник Брянского государственного технического университета. 2011. № 3(31)
держания дисциплины, K β – коэффициент фундаментальности учебных элементов дисциплины, К н – коэффициент научности учебных элементов дисциплины, К 0 – коэффициент опережения учебной информации, определяющий прогностические знания и умения,
К проф – коэффициент профессиональной направленности содержания) [5; 6]; определение
учебных элементов данного курса, обеспечивающих изучение последующих дисциплин;
разработку блок-схемы дисциплинарного курса;
- разработка КССМ, предоставляющая преподавателю возможность корректировать
содержание материала дисциплины в зависимости от текущего уровня подготовки бакалавров;
- технологизация модели дисциплинарного курса, предусматривающая подбор основной и дополнительной литературы, подготовку конспекта занятий, определение требований к ресурсному обеспечению дисциплинарного курса, составление контрольных материалов для оценивания как содержания курса, так и педагогического объекта [4; 7].
Мониторинг качества спроектированного дисциплинарного курса, гармонизирующего требования рынка труда и ФГОС, проводится путем оценивания как содержания дисциплины, так и уровня ее освоения бакалаврами.
В качестве параметров оценки содержания материала дисциплинарного курса используются следующие показатели: уровень его усвоения α; степень фундаментальности
β его учебных элементов; число новых учебных элементов тезауруса дисциплины N T ;
число учебных элементов, определяющих прогностические умения бакалавров, N ун ; число
профессионально ориентированных учебных элементов отдельных разделов дисциплины
N проф исходя из требований работодателей, квалификационной характеристики, модели
специалиста или иных требований, в частности требований федерального государственного образовательного стандарта [5-7].
Оценка качества Qc содержания спроектированного дисциплинарного курса вычисляется на основе свертки дифференцированных показателей [5; 6]:
1
Qс = (Q + K 0 + K проф ),
3
где Q – показатель качества учебной информации; К 0 – коэффициент опережения; К проф –
коэффициент профессиональной направленности содержания.
Интегральный показатель качества содержания учебной дисциплины Q с может рассматриваться как приемлемый при 0,20 ≤ Qc ≤ 0,40 [6].
Рассмотрим расчет показателей качества содержания дисциплинарного курса.
Показатель качества учебной информации Q представляет собой функцию трех переменных:
Q = F ( K αс , K β , K H ) = 3 K αс K β K H ,
N
где K αс = ∑ α i / 4 N - коэффициент усвоения учебных элементов содержания дисциплины
i =1
(α i – уровень усвоения i – го учебного элемента дисциплины; N – число учебных элеменN
тов дисциплины) [5-7]; K β = ∑ β i / 4 N – коэффициент фундаментальности учебных элеi =1
ментов дисциплины (β i –степень фундаментальности, на которой представлен разрабоN
танный материал дисциплины) [5]; K H = ∑ β i / Nβ H - коэффициент научности учебных
i =1
элементов дисциплины (β H – степень фундаментальности, на которой находится соответствующая наука) [5-7].
141
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Вестник Брянского государственного технического университета. 2011. № 3(31)
1. Идентификация требований рынка труда к уровню подготовки бакалавров
на основе методологии QFD
2. Анализ учебной дисциплины в системе образовательной программы
исследуемого направления подготовки
3. Формирование требований к базовым (Kδi) и итоговым (Kuj) компетенциям
бакалавров через систему дидактических параметров
3.1. Знания
3.2. Умения
3.3. Навыки
3.4. Креативность
3.5. Личностные качества
4. Проектирование видов учебных занятий и разделов дисциплины
5.Разработка структурно-смысловой модели дисциплины
Структурирование учебного материала разделов дисциплины
на учебные элементы, определяющие итоговые компетенции Kuj
5.1. Идентификация учебных
элементов разделов дисциплины
5.2. Определение
интегрального
показателя качества содержания
дисциплины Qi
5.3. Определение
учебных элементов, обеспечивающих изучение
последующих
дисциплин
5.4. Разработка
блок-схемы дисциплинарного
курса
6. Разработка КССМ
Разработка методов коррекции
с учетом условия подготовки бакалавров
7.Технологизация модели дисциплинарного курса
Подбор основной и
дополнительной литературы
Определение требований
к ресурсному обеспечению лекций
Составление контрольных
материалов
Параметры оценки
содержания
Подготовка конспекта
занятий
Параметры оценки
педагогического
объекта
Результаты контроля
Рис. Проект курса на основе корректирующей структурно-смысловой модели
142
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Вестник Брянского государственного технического университета. 2011. № 3(31)
Все показатели - К αс , K β и К н - изменяются в границах [0; 1]. Реальные границы для
показателя качества учебной информации Q, учитывающие состояние современной социокультурной среды, определяются экспертным путем и составляют 0,5 ≤ Q ≤0,7 [6]. В
нашем случае показатель качества учебной информации Q содержания дисциплины «Основы менеджмента» составляет:
Q = 3 K αс K β K H = Q = 3 0,62 ⋅ 0,68 ⋅ 0,75 = 0,69 ≈ 0,7.
При подготовке бакалавров, отвечающих требованиям рынка труда, необходимо
сформировать у них системные знания с достаточным уровнем опережения учебной информации, определяющим прогностические знания и умения. Коэффициент опережения
учебной информации K o рассчитывается по формуле [6]
N
N
∑
N T + ∑ N ун

1
i =1
K o =  i =1
2
N



,


где N T – число новых учебных элементов тезауруса дисциплины; N ун – число учебных
элементов, определяющих прогностические умения; N – число учебных элементов дисциплины. Коэффициент опережения учебной информации может рассматриваться как приемлемый при 0,1 ≤ K o ≤ 0,3 [6]. В нашем случае коэффициент опережения учебной информации K o содержания дисциплины «Основы менеджмента» составляет:
N
N
∑ N T + ∑ N ун
24 + 21
= 0,15 ≈ 0,2.
2N
2 ⋅ 154
При разработке содержания разделов дисциплины необходимо учитывать профессиональную направленность учебных элементов. Коэффициент профессиональной направленности содержания K проф рассчитывается по формуле [6]
Ko =
i =1
=
i =1
N
K проф =
∑ N проф
i =1
N
,
где N проф – число профессионально ориентированных учебных элементов дисциплины;
N – число учебных элементов дисциплины. Коэффициент профессиональной направленности содержания может рассматриваться как приемлемый при 0,1 ≤ K проф ≤ 0,3. В нашем
случае коэффициент профессиональной направленности K проф содержания дисциплины
«Основы менеджмента» составляет:
N
∑ N проф
19
= 0,12 ≈ 0,1.
N
154
По основным показателям определяется интегральный показатель качества содержания учебной дисциплины Q с . В нашем случае интегральный показатель качества содержания учебной дисциплины «Основы менеджмента» составляет:
1
1
Qc = (Q + K o + K проф ) = (0,7 + 0,2 + 0,1) = 0,33.
3
3
Используя равномерную шкалу, можно отнести качество содержания учебной дисциплины к одному из трех уровней [6]: 0,20 ≤ Qc ≤ 0,25 - низкий; 0,26 ≤ Qc ≤ 0,32 - средK проф =
i =1
=
ний; 0,33 ≤ Qc ≤ 0,40 - высокий.
Таким образом, уровень качества содержания учебной дисциплины «Основы менеджмента» может рассматриваться как достаточно высокий.
143
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Вестник Брянского государственного технического университета. 2011. № 3(31)
Технологизация раздела «Разработка основных функций менеджмента»
№
п/п
Таблица
Учебный элемент
Уровень
Степень фунусвоения
даментальности
(β)
(α)
V. Разработка основных функций менеджмента
Цель: формировать устойчивые знания о сущности и предназначении основных (общих)
функций менеджмента в системе функций организации.
Студент должен:
- усвоить на уровне воспроизведения и применения цель, место и виды основных функций менеджмента в системе функций организации;
- знать нормативно-методическую документацию, регламентирующую разработку основных функций менеджмента организации;
- демонстрировать на уровне применения знания о методах оптимизации основных
функций менеджмента организации
Метод обучения: проблемное изложение
Дидактические средства:
- печатные учебные материалы;
- аудиовизуальные средства
87.
Цели и виды основных функций менеджмента
2
4
88.
Функция планирования
2
2
89.
Стратегическое планирование
3
3
90.
Тактическое планирование
3
3
91.
Функция организации
2
2
92.
Параметры функции организации
3
3
93.
Функция руководства
2
2
94.
Параметры функции руководства
3
3
95.
Функция координирования
2
2
96.
Параметры функции координирования
3
3
97.
Функция контроля
2
2
98.
Параметры функции контроля
3
3
99.
Инструменты и методы разработки и реализации
основных функций менеджмента
3
3
Используемая литература:
А. Основная литература:
1. Веснин, В.Р. Основы менеджмента: учебник / В.Р.Веснин. – М.: ЭЛИТ, 2004. – 560 с.
2. Виханский, О.С. Менеджмент: учебник/ О.С. Виханский, А.И. Наумов. - М.: Гардарики, 2002.-528 с.
3. Котлер, Ф. Маркетинг-менеджмент. Экспресс-курс/ Ф. Котлер. - СПб.: Питер, 2001. – 496 с.
Б. Дополнительная литература:
1. Мескон,М. Основы менеджмента/М.Мескон, М.Альберт, Ф.Хедоури.-М.: Дело,2004.- 799с.
2. Котлер,Ф. Основы маркетинга/ Ф.Котлер, Г.Армстронг, Д.Сондерс, В.Вонг.-М.:
Вильямс, 2006. - 944с.
Материал для контроля: тесты на уровне воспроизведения (α=2) и аналитико-синтетической,
предсказательной степени фундаментальности (β=2)
Параметры и индикаторы оценивания уровня обученности бакалавра:
Кα ≥ 0,7,
0,5 ≤ Кτ ≤ 1,
Кs ≥ 0,7
144
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Вестник Брянского государственного технического университета. 2011. № 3(31)
В качестве параметров оценки обученности педагогического объекта могут быть использованы следующие показатели [5; 7]: К αо − коэффициент качества усвоения системы
знаний обучаемым с учетом уровня усвоения учебной дисциплины; К τ − коэффициент автоматизма, отражающий степень усвоения системы знаний обучаемым; К s − коэффициент
стабильности (прочности) знаний.
Коэффициент качества усвоения системы знаний педагогическим объектом К αо (с
учетом уровня усвоения учебной дисциплины) может быть представлен как отношение
числа правильно выполненных существенных операций в задании a к общему количеству
существенных операций в задании p [5; 7]:
К αо = a / p.
При К αо ≥ 0,7 знания обучаемого можно считать приемлемыми [5; 7].
Коэффициент автоматизма К τ может быть рассмотрен как отношение средних затрат
времени на выполнение тестового задания группой квалифицированных специалистов
τ спец к фактическим затратам времени на выполнение того же тестового задания бакалавром τ уч [7]:
К τ = τ спец / τ уч .
Коэффициент автоматизма для учебной дисциплины должен находиться в пределах
0,5 ≤ К τ ≤ 1 [7].
Коэффициент стабильности (прочности) знаний К s определяется методом повторного испытания, который заключается в том, что проверка остаточных знаний осуществляется на одном и том же педагогическом объекте с определенным интервалом времени. Коэффициент стабильности выражает величину одного из видов надежности – стабильности
результатов [7]:
К s = M˝ x / M΄ x ,
где M΄ x – средний балл знаний испытуемых по результатам итоговой проверки; M˝ x средний балл знаний испытуемых по результатам отсроченной проверки. При этом стабильность (прочность) знаний может быть признана удовлетворительной, если
К s ≥ 0,7 [7].
Технологизация раздела «Разработка основных функций менеджмента» с учетом
параметров качества содержания дисциплины и уровня подготовленности студента представлена в таблице.
Применение методики проектирования дисциплинарного курса на основе методологии QFD и КССМ позволяет:
- декомпозировать содержание дисциплины на учебные элементы, установив оптимальную последовательность их изложения;
- определить базовые и итоговые компетенции, а также уровень усвоения, степень
фундаментальности, прогностичность и профессиональную ориентированность учебных
элементов, их формирующих, исходя из требований работодателей, квалификационной
характеристики, модели специалиста или иных требований федерального государственного образовательного стандарта;
- разработать методы мониторинга и коррекции дисциплинарного курса с учетом
уровня подготовки бакалавра и требований рынка труда.
В связи с этим представляется перспективным с целью повышения степени удовлетворенности работодателей уровнем подготовки выпускников вуза и гармонизации их интересов с требованиями ФГОС использовать КССМ при проектировании дисциплинарного курса.
145
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Вестник Брянского государственного технического университета. 2011. № 3(31)
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1. Горленко, О.А. Корректирующая структурно-смысловая модель лекционного материала учебных дисциплин/ О.А. Горленко, Т.П. Можаева, Ю.П. Подлеснов // Качество. Инновации. Образование.– 2004. - № 2.
– С. 45-51.
2. Лагерев, А.В. Подготовка специалистов по инновационным образовательным программам в техническом
вузе / А.В. Лагерев, О.А. Горленко, В.И. Попков, Т.П. Можаева // Вестн. БГТУ. – 2006. - № 3. – С. 74-80.
3. Брагин, Ю.В. Путь QFD: проектирование и производство продукции исходя из ожиданий потребителей /
Ю.В. Брагин, В.Ф. Корольков. – Ярославль: Центр качества, 2003. – 240 с.
4. Артюх, С.Ф. Структурирование учебного материала инженерных дисциплин / С.Ф.Артюх,
В.М.Приходько, С.А. Капленко, А.Т. Ашеров, И.В. Федоров. – М.: МАДИ (ГТУ); Харьков: УИПА, 2002.
– 30 с.
5. Беспалько, В.П. Стандартизация образования: основные идеи и понятия / В.П. Беспалько // Педагогика. –
1993. - №5. – С.16-25.
6. Горшенина, М.В. Проектирование учебного процесса: учеб. пособие / М.В. Горшенина. – Самара: Самар.
гос. техн. ун-т, 2004. – 52 с.
7. Фонды комплексных квалификационных заданий по специальностям высшего образования. Методические рекомендации по разработке. – М.: Изд-во МЭЧ, 1989. – 88 с.
Материал поступил в редколлегию 24.05.11.
146
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Вестник Брянского государственного технического университета. 2011. № 3(31)
УДК 37
Н.С. Пономарева
ИННОВАЦИОННАЯ ИНФРАСТРУКТУРА ТЕХНИЧЕСКОГО ВУЗА
И ДИДАКТИЧЕСКАЯ ТЕХНОЛОГИЯ ФОРМИРОВАНИЯ ГОТОВНОСТИ
СТУДЕНТОВ К ИННОВАЦИОННОЙ ИНЖЕНЕРНОЙ ДЕЯТЕЛЬНОСТИ
Рассмотрено взаимодействие инновационной инфраструктуры вуза и современных педагогических средств,
позволяющих повысить степень готовности студентов технических специальностей к инновационной инженерной деятельности.
Ключевые слова: инновационная инженерная деятельность, инновационная инфраструктура вуза, педагогические средства, формирование готовности, дидактическая технология.
Теоретическое обоснование основных направлений подготовки студентов к инновационной деятельности в вузе, рассмотрение педагогических технологий, системы дидактических условий и современных средств обучения, описание критериев и уровней готовности студентов к инновационной деятельности позволили проанализировать готовность
студентов технических вузов к инновационной деятельности, рассмотрев ее как совокупность взаимосвязанных индивидуально-психических особенностей личности, профессиональных и специфических знаний и умений в сфере инноваций, определяющую стремление к обучению новым способам и приемам выполнения деятельности, определенных
компетенций, соответствующих данному виду деятельности.
Основываясь на исследованиях современных дидактов (А.А. Вербицкий, М.В. Кларин, А.М. Новиков, П.И. Пидкасистый, Г.К. Селевко, В.А. Сластенин, М.А. Чошанов и
др.), в качестве базовых критериев готовности студентов к инновационной деятельности
мы рассмотрим общекультурные и профессиональные компетенции специалиста, конкретизированные в трех главных компонентах (мотивационно-личностном, операциональнодеятельностном и когнитивно-рефлексивном), сформированные на основе фундаментальных наук, определяющие профессиональную мобильность, адаптированность и конкурентоспособность инженера на рынке труда [4]. Данная группа компетенций, опираясь на
творческие способности студента, его познавательную и интеллектуальную активность в
инновационной сфере, обеспечивает ему широкий спектр возможностей в рационализаторской, изобретательской, проектной и научно-исследовательской деятельности.
Разработанные критерии оценки готовности студентов к инновационной деятельности базируются на совершенствовании организационной, содержательной и процессуальной сторон образовательного процесса посредством внедрения современных технических,
педагогических и организационных средств в систему высшего профессионального образования. Исходя из этого разработана технология формирования готовности студентов к
инновационной деятельности в условиях технического вуза, в основу которой положен
субъект-субъектный подход к взаимодействию участников образовательного процесса,
обусловливающий системную организацию содержательных компонентов вузовского образования (рис. 1).
А. Ракитов и Л. Романкова в работе «Кадры высшей школы: молодежная политика»
особое внимание уделяют инфраструктурной поддержке современных научных исследований [2]. По мнению авторов, она включает в себя наличие современных информационных технологий, свободный доступ ко всей необходимой научной информации - как отечественной, так и зарубежной - через ресурсы Интернета и традиционные источники; наличие современного экспериментального оборудования; доступ к современным производственным технологиям как полю для реализации научных и технологических разработок;
наличие высококвалифицированных, компетентных и авторитетных научных руководите147
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Вестник Брянского государственного технического университета. 2011. № 3(31)
лей; современную организацию и управление научными исследованиями и внедрением их
результатов.
Контрольнооценочный
Процессуальный
Подготовительный
ЭТАП
Дидактическая технология формирования готовности студента
к инновационной деятельности в техническом вузе
Современные педагогические средства и
формы
Цели и задачи
Методы
- организация методической
- научно-методические семинары по использованию современных педагогических
средств на основе инновационной инфраструктуры вуза
- интерактивные технологии
- спецкурсы по развитию креативности студентов
- наблюдение
- беседа
- анализ творческих работ студентов
- анкетирование
- эссе
-экспертная оценка
- самооценка
- внедрение современных педагогических средств в образовательный процесс технического университета
- организация участия студентов
в НИР на базе инновационной
инфраструктуры университета
- научно-исследовательская
деятельность студентов
- проектно-конструкторская
деятельность
- участие в грантах, разработках НПЦ и бизнес-инкубаторов
- работа в малых предприятиях
на базе вуза; МНТО
- активные методы
обучения
- НИР, творческое
проектирование
- эссе
- конкурсы, гранты
- конференции
- тестирование
- определение результативности
влияния современных педагогических средств на готовность
студентов к ИД;
- выявление динамики готовности студентов к инновационной
деятельности
- анализ полученных результатов,
определение эффективности
применения разработанной технологии в практике технического
вуза
- выполнение дипломных проектов по заказам предприятий
- участие в олимпиадах, конкурсах
- портфолио
- тестирование
- самооценка
- экспертная
оценка
- математические
и статистические
методы анализа
работы по использованию современных педагогических средств
- разработка системы современных педагогических средств и
организационных форм обучения
с учетом инженерной деятельности
-разработка критериев и уровней
готовности к инновационной
деятельности
- диагностика готовности студентов к ИД
Рис. 1. Технология формирования готовности к инженерной деятельности студента технического вуза
Важное значение имеет наличие сети организационных структур в вузе для реализации научно-исследовательской деятельности (табл. 1). Перспективной формой является
межотраслевая интеграция вузов, производственных организаций и научных учреждений,
которая позволяет эффективно использовать их потенциал для проведения научных исследований.
В инновационной среде вуза формирование профессиональных компетенций в сфере
инновационной деятельности осуществляется через организацию участия студентов, аспирантов, научных сотрудников и преподавателей в проведении опытно-конструкторских
и опытно-технологических работ (вплоть до выпуска опытной партии продукции и после148
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Вестник Брянского государственного технического университета. 2011. № 3(31)
дующей ее коммерциализации) и консультирование по вопросам технологического
трансфера результатов НИОКР [1].
Таблица 1
Инновационная структура университета и формы организации подготовки студентов
к инновационной деятельности
Виды и формы инфраструктуры
Филиал регионального бизнес-центра (инкубатора)
Научно-производственный
центр
Молодежное научнотехническое общество
ОЦНИТ
Центр международного сотрудничества
Кафедры, лаборатории
университета
Содержание деятельности
Развитие перспективных направлений науки, техники,
технологий; реализация инновационных проектов; внедрение (трансфер) новаций
Апробация и экспериментальное исследование проекта
(продукта), рекомендации по трансферу, участие в конкурсах
Организация и проведение научно-практических конференций, конкурсов, олимпиад, конкурсов на лучший дипломный проект; организация стажировок в НИИ. Создание малых предприятий
Разработка и тиражирование в учебных заведениях электронных обучающих средств и систем; освоение
CAD/CAM/CAE-систем, разработка приложений к этим
системам, внедрение и адаптация их для конструкторскотехнологической подготовки производства. Использование геоинформационных систем (ГИС) для информатизации сфер образования, культуры, муниципального и государственного управления. Освоение, разработка и использование информационных систем в области экономики, управления и инжиниринга
Информирование о международных научных мероприятиях; координация и обеспечение работы молодых ученых БГТУ за пределами университета; развитие территориально распределенных телекоммуникационных систем
в регионе с обеспечением выхода в российские и международные компьютерные сети с доступом к мировым информационным ресурсам
Обучение специалистов в области использования современных CAD/CAM/CAE-систем; подготовка и переподготовка научных и преподавательских кадров, специалистов, учащихся и различных групп населения региона по
вопросам использования инновационных технологий
Определение инновационной инфраструктуры вуза позволило провести организацию содержания образования в соответствии с Госстандартом, формирующим методологию и технологию разработки инноваций в области техники, научно-технических достижений, что способствовало проектированию системы современных педагогических
средств и форм обучения, позволяющих существенно повысить готовность студентов к
инновационной деятельности.
При проектировании содержания подготовки специалистов учитывались цели и задачи системы профессионального образования, поставленные государством и обществом
[3]. Исходя из этого для каждой учебной дисциплины базовой и вариативной частей Гос149
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Вестник Брянского государственного технического университета. 2011. № 3(31)
стандарта были определены цель, задачи, результаты образования, проведены отбор и
структурирование содержания дисциплин.
В соответствии с содержанием инновационного образования была определена система современных педагогических средств, способствующих формированию готовности
студентов к инновационной деятельности (ИД) в техническом вузе (табл. 2).
Таблица 2
Система современных педагогических средств, направленная на формирование готовности студентов к инновационной деятельности
Современные средства обучения
Проекты и гранты, НИРС, олимпиады,
конкурсы, виртуальные экскурсии на
предприятия, стажировки, обмен опытом,
тренинги, имитационные тренинги, метод
мозгового штурма
Личностные качества и компетенции современного специалиста
Целеустремленность, стремление к личностному и профессиональному самосовершенствованию
Работа в малых предприятиях на базе
НПЦ вуза, ОЦНИТ, дипломное проектирование по заказам малых предприятий,
конференции, семинары, ролевые и деловые игры
Готовность к созданию и освоению новой
техники, способность к применению прогрессивных производственных технологий,
инициативность, коммуникабельность
Интерактивные технологии, творческие
методы обучения, спецкурсы по развитию творческой активности, диалогический стиль общения, кейс-метод, ментальные карты
Самостоятельность, креативность, аналитичность мышления, самоконтроль, самооценка, прогнозирование новшеств, инноваций
Система современных педагогических средств позволяет решить следующие задачи:
− связать профессиональную подготовку студента с потребностями современного
инновационного производства;
− осуществить поэтапную реализацию профессиональной подготовки студента к инновационной деятельности по схеме: творческая личность - инженер-конструктор - инженер-изобретатель - инженер-исследователь;
− реализовать принцип фундаментальности в освоении гуманитарных и научных
дисциплин;
− активизировать учебно-познавательную, исследовательскую, изобретательскую
деятельность студентов;
− формировать системное критическое мышление, рефлексию и мотивацию на профессиональный рост в условиях социально-экономических изменений.
Были рассмотрены ключевые компетенции и профессионально важные качества инженера, соотносимые с критериями готовности студентов к инновационной деятельности
(мотивационно-личностным,
операционально-деятельностным,
когнитивнорефлексивным) (табл. 3).
Результаты формирования готовности студентов к инновационной деятельности в
образовательном процессе технического вуза инновационными методами и средствами с
помощью разработанной технологии представлены в табл. 4 и на рис. 2.
150
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Вестник Брянского государственного технического университета. 2011. № 3(31)
Таблица 3
Соответствие критериев готовности студентов к ИД общекультурным компетенциям
и профессионально важным качествам инженера
Критерии готовности к инновационной деятельности
Мотивационноличностный
Общекультурные и профессиональные компетенции
Способность к самосовершенствованию, саморазвитию
Способность к профессиональному росту
Способность брать на себя ответственность
Операционально- Способность работать с инфордеятельностный
мацией
Способность на научной основе
организовывать свой труд
Способность к усовершенствованию и разработке новых проектов
Умение принимать решения
Владение современными ИКТ
КогнитивноВладение целостной системой
рефлексивный
научных знаний об окружающем
мире
Самостоятельное приобретение
новых знаний
Овладение методами и средствами познания
Развитие интеллекта
Умение обобщать, анализировать,
критически осмысливать проблемы
Способность к риску
Личностные и профессионально важные качества инженера
Аналитичность ума
Критичность мышления
Оригинальность мышления
Гибкость ума
Сообразительность
Активность
Самостоятельность
Предприимчивость
Новаторство
Целеустремленность
Дальновидность
Эмпатия
Тактичность
Коммуникабельность
Уравновешенность
Ответственность
Организованность
Требовательность к себе
Уверенность в себе
Результаты формирующего эксперимента
Курс БГТУ
1-й
3-й
5-й
Средние показатели
Таблица 4
Показатели готовности к инновационной деятельности,
% от общего количества студентов
Репродуктивный
Эвристический
Творческий уровень
уровень
уровень
1
2
3
1
2
3
1
2
3
48,6
4,9
2,2
45,7
83,8
68,3
5,7
11,3
29,5
42
9,3
10
43,5
72,4
63,6
14,5
18,3
26,4
24,1
21,0
4,9
59,7
69,5
70,9
16,2
9,5
24,2
39,5
13,8
5,02
49,4 73,97 67,07 11,1
12,3
27,9
Примечание. 1 – мотивационно-личностный критерий; 2 – операционально-деятельностный критерий; 3 – когнитивно-рефлексивный критерий.
151
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Вестник Брянского государственного технического университета. 2011. № 3(31)
до
после
творческий
уровень
эвристический
уровень
репродуктивный
уровень
творческий
уровень
эвристический
уровень
репродуктивный
уровень
творческий
уровень
эвристический
уровень
Ы
репродуктивный
уровень
90%
80%
70%
60%
50%
40%
30%
20%
10%
0%
КогнитивноМотивационноОперациональноличностный критерий рефлексивный критерий деятельностный критерий
Рис. 2. Сравнительный анализ уровней всех показателей в трех критериях
Очевидно, что средние значения мотивационно-личностного компонента для эвристического уровня готовности к инновационной деятельности выросли до 49,4%, операционально-деятельностного - до 73,97%, когнитивно-рефлексивного - до 67,07%. В среднем готовность студентов к инновационной деятельности повысилась и достигла значения
(63,4%), при котором уже можно с вероятностью 0,05 утверждать, что данные студенты
готовы к самостоятельной разработке и внедрению инноваций.
Следовательно, практическое применение дидактической технологии формирования
готовности студентов к инновационной деятельности оказывает существенное влияние на
изменение уровня готовности в целом.
Проведенное исследование показывает снижение количества студентов с низкими
показателями и увеличение – со средним и высоким уровнем готовности к инновационной
деятельности. Результаты исследования позволили доказать, что после экспериментальных воздействий, осуществляемых в ходе реализации технологии формирования готовности студентов к инновационной деятельности, наблюдается стабильное увеличение каждого параметра по отдельности, что обусловливает повышение средних показателей по
экспериментальной группе.
Для решения вопроса о том, отличаются ли средние значения, полученные до и после экспериментальных воздействий, статистически достоверно друг от друга, применялся
χ2-критерий. Расчет осуществлялся при помощи стандартных статистических функций
расчета χ2 тест и χ2 обр .
После математической обработки данных получено значение χ2 = 9,63 для двух степеней свободы, которое больше χ2 табл = 5,99 при p ≤ 0,05. Следовательно, гипотеза о значимых изменениях, произошедших в результате экспериментальных воздействий, математически подтвердилась.
Эмпирическое исследование показывает, что расширение временных границ подготовки студентов к инновационной деятельности способствует их личностному и профессиональному росту. Целесообразно объяснять данный факт, исходя из особенностей процесса развития, который не является быстротечным, так как любое изменение есть переход количественных накоплений в качественные, что требует больших временных затрат.
152
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Вестник Брянского государственного технического университета. 2011. № 3(31)
Таким образом, более продуктивному становлению необходимых для осуществления
инновационной деятельности качеств и компетенций будет способствовать организация
всего образовательного процесса высшего учебного заведения с инновационных позиций,
а также изменение процессуальной и содержательной сторон подготовки студентов к инновационной деятельности при изучении различных дисциплин.
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1. Голиченко, О.Г. Национальная инновационная система России и основные направления ее развития /
О.Г. Голиченко // Инновации. - 2003. - №6.
2. Грачев, Н.Н. Введение в психологию инновационной научно-технической деятельности / Н.Н. Грачев,
О.Е. Ломакин, Ю.В. Шленов. – М.: Высш. шк., 1996. – 303 с.
3. Дворецкий, С.И. Система инновационно-ориентированной подготовки магистров техники и технологии /
С.И. Дворецкий, Е.И. Муратова, С.В. Осина // Современные проблемы многоуровневого образования: тр.
Междунар. науч.-метод. симп. – Ростов н/Д: Дон. гос. техн. ун-т, 2006. – С. 5-9.
4. Федоров, И.В. Модели формирования готовности выпускников инженерных вузов к инновационной деятельности / И.В. Федоров, О.В. Лезина // Изв. Междунар. акад. наук высш. шк. – 2005. - №4 (34). – С. 94107.
Материал поступил в редколлегию 19.08.11.
153
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Вестник Брянского государственного технического университета. 2011. № 3(31)
Abstracts
Gorlenko A.O. Strengthening surfaces of friction of parts of machines at electromechanical
processing. The technology, the equipment, controlled power supplies for electromechanical
processing surfaces of friction of parts of machines to increase their wear resistance are considered.
Key words: electromechanical processing, technology, strengthening, wear resistance.
Lagerev I.A., Lagerev A.V. Dynamic analysis of a hydraulic trimeric crane-manipulator.
Methodic of a trunk pipeline welding machine crane-manipulator kinematical and force analysis
during exploitation is under consideration in this article. This methodic was used for AST-4-A
machine analysis.
Key words: crane-manipulator, trunk pipeline welding machine, dynamic analysis, loads
analysys.
Tomashevskiy S. B. Effect of elasticplastic deformations on the results of the calculation of
contact problems of rail transport. The algorithm of solution of the contact problem had been
considered due to the physical non-linearity of materials of the contact bodies. The mathematic
model operation of the physical processes of the following interwokings had been carried out: 1)
wheel and rail 2) harden roller and axle of the wheel pair. The info about the sizes and form of
the bands of contact, distribution of stress and deformations of the contact parts was drawn then.
Key words: elastoplastic deformation, contact problem, the physical nonlinearity, finite element
method, axle, wheel, rail, hardening.
Mishin A.A. The comparison of thermoelastic computing results of high-speed car of solid
disc brake and of “Knorr-Bremse”-type self-ventilating disc brake for emergency braking.
The calculation of thermoelastic problem of solid brake disk made by Tver car-building works
and “Knorr-Bremse”-type self-ventilating brake disk for emergency braking was fulfilled with
finite elements method. Also was performed the comparison findings computing results.
Key words: finite element method, thermoelastic problem, disc brake.
Lagerev A.V., Lagerev I.A., Govorov V.V. Trunk gas pipeline underwater connector
strength analysis. Results of a trunk gas 1020 mm pipeline underwater connector strength analysis, is under consideration in this article.
Key words: trunk gas pipeline, underwater connector, strength analysis.
Zhirov P.D. Calculation of statistical distribution of longitudinal loadings, dejst-vujushchih
on the car, and an estimation of criteria of efficiency with the account and without operational factors. Comparison of static distribution of the longitudinal loadings operating on the car
from accounts of factors of operation is counted and spent. Criteria effectively-sti taking into account operational factors are estimated.
Key words: the absorbing device, operational factors, statistical distribution, criteria of efficiency, longitudinal loadings, the freight car.
Sluchevski A.M., Korshunov V.YA. Prediction of the allowable wear level of turning tools
while turning shaft parts. In the article there are given the results of the worked out calculating
and analytical prediction method of tool wear on the back surface while turning the parts of agricultural machines.
Key words: turning; cutting forces; wear; working accuracy.
Lagerev A.V., Parfyonov N. S. Study to toughness of the steel lattice framework with defect
of the dent and ulcer corrosion. Results theoretical and experimental researches are presented
according to concentration and allocation of the first principal and equivalent pressure in a material of rods of steel lattice framework of tower tap of type КБ-572 in the field of hubs of pressure
of the difficult form which the dent and ulcer corrosion are.
Key words: steel lattice framework; defect of the dent, defect of the ulcer corrosion, bearing
ability.
Lipov R.A., Miroshnokov V.V. The use of the complex quality assessment of services in
transportation of passengers by automobile transport in the passengers’ automobile enter154
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Вестник Брянского государственного технического университета. 2011. № 3(31)
prises activities. The statement of a task of the activity optimisation of the subsidized passengers' automobile enterprise is given from a position of rendered services quality. The procedure
of a choice of a development strategy of the enterprise is described with the use of the complex
quality assessment of services in transportation of passengers by automobile transport. The example of receiving of a complex assessment of services quality according to the quality assessment technique, based on application of ratio scale is given.
Key words: services in transportation of passengers, automobile transport, quality, complex assessment, optimization, strategic planning.
Korshunov V.V., Guryanov G.V. Investigation of thermal effects exothermic reactions
when thermodiffusion hardening of parts of agricultural machinery. The basic are considered theoretical positions for choice structures for femodifiogen hardenings of details.
Key words: diffuzionno-active mixes, alloying elements, energy allocation, akzoterm Structure,
termite.
Gurov R. V. Formation of the quality of the surface layer for finishing and decorative finishing regimes-hardening-hardening treatment of surface plastic deformation. Analyzed the
mathematical model of deformation of the roughness in finishing and hardening formationprocessing surface plastic deformation (DMS RPE). The examples of calculation of power and
energy characteristics of a deformable surface roughness. We propose a method for calculating
power and energy parameters of the process, DMS, PPD for finishing and finishing and hardening regimes.
Key words: surface plastic deformation, quality of the surface layer, roughness, processing
modes.
Evtukh E.S. Stress-strain state near rail/wheal contact during cut passage. The solution result of rail/wheel Hertzian contact problem is presented. The Finite Element Method with taking
into account dynamical efforts in passage of wheel above rail cut is used. The solution uses theory of plastic flow. Two position of the wheel relative the cut (near and above) are considered.
Key words: Rail/wheel contact, cut passage, FEM, viscous-elastic model, dynamical efforts.
Osipov A.V., Golushko A.N., Biryukov A.V. The experimental results of the flow in the
chamber after governing stage. The effect of the chamber after governing stage in the flow pattern in the first pressure stage. The dependences of the coefficient of energy loss from the modes
of partial stage and chamber geometry. The ways of improving the organization of the flow in
the chamber.
Key words: partial stage, chamber after governing stage, the coefficient of energy loss, the uneven flow, partial.
Klimenko T.V., Totai A.V., Kazakov V.S. Contemporary approaches to the questions of
production quality improvement and energotechnological complex functional safety. The
opportunities of the development of integrated quality management system for
energotechnological equipment maintenance, which will provide competitive production outlet,
its reliability and professional and ecological safety of manufacture, are examined.
Key word: quality management system, energotechnological equipment, exploitation, production quality, safety of manufacture, health and safety regulations, ecological management.
Potapov L.A., Maklakov V.P. Modelling of the electromagnetic process of the electromagnetic brake with solid rotor. Considered the numerical modelling of the electromagnetic process of the electromagnetic brake with solid rotor. Considered the diagrams of distribution of
flux density and current density in the solid rotor.
Key words: electromagnetic brake, solid ferromagnetic rotor, numerical modeling, distribution
of flux density and current density.
Korobko A.V., Prokurov M.Yu. Geometrical modeling of the problems limit equilibrium
of plates using of the form coefficient. The article demonstrates the proofs of functional connection of ultimate breaking load for plates with hinged contour, being loaded with uniform
loading or concentrated force with the shape factor of these plates – nondimentional geometric
characteristic which is a quantitative measure of symmetry of plane region. The curves “ultimate
155
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Вестник Брянского государственного технического университета. 2011. № 3(31)
breaking load - shape factor” which restrict the ultimate breaking load range for plates with convex hinged contour are plotted by applying shape factor isoperimetric properties.
Key words: hinged plates, uniform loading, concentrated force, plates limit equilibrium, ultimate breaking load, plates shape factor, isoperimetric method, geometric modeling of plates
shape.
Gulakov K.V. Application of neural network modeling for reduction of experimental work
in the development of welding materials. The technique of constructing a regression model
based toughness weld compound of the composition of the coating of the electrode based on neural network approach. The problem of determining sufficient training set neural network discussed. The results of neural network modeling functions toughness presented.
Key words: artificial neural networks, welding materials, the approximation by neural networks.
Averchenkov V.I., Rytov M.Y., Gaynulin T.R., Rudanovsky M.V. Developing of information technologies security policy based on cognitive modeling methods. The problems of
automated process management for the safe use of information technologies in business processes based on cognitive modeling techniques are considered.
Key words: process approach, information security, information technology, cognitive odeling.
Makarenko K.V., Ilyushkin D.A., Soldatov V.G. Modelling of process of detonation synthesis nanodiamond. Results of modeling of process of distribution of shock waves in the cylindrical explosive chambers widely used for detonation synthesis nanodiamond materials, from the
explosives utilized from ammunition are presented. With use of phase diagrams of carbon, calculations of potential zones of synthesis of diamonds in front of the shock waves received at blasting of charges of explosives in the detonation chamber are made.
Key words: modeling, explosives, detonation, shock wave, nanodiamond.
Gracheva N.V. Strategic control facilities development of innovative activity in the industry
on the market basis. Problems of management in the conditions of expansion of the maintenance of innovative activity of structures of sphere of industrial production at the expense of
business function are investigated. As means of innovative management the rational choice of
mission, strategy of its achievement and methodical approaches of their realization for various
conditions of the enterprises is considered.
Key words: innovative management, innovative development, innovative structure, the purpose,
strategy, social requirements, control facilities, sinergichesky result.
Gorlenko O.A., Mozhaeva T.P. Designing and estimation of quality of the disciplinary
course intended for preparation of bachelors. In article the problem of estimation of quality of
designing of the disciplinary course intended for preparation of bachelors at a stage of its designing, taking into account harmonization of requirements of a labor market and federal state educational standards is considered. Thereupon the technique of monitoring of indicators of quality of
such course on a discipline example of "A management basis» is stated.
Key words: designing of a disciplinary course, structurally-semantic model, estimation of quality of the maintenance, estimation of quality of preparation of the students, correcting structurally-semantic model.
Ponomareva N.S. Innovative infrastructure of the Technical University and Didactic Technology of forming of preparedness students to innovative engineering activity. The paper
deals with the interaction between the university innovative infrastructure and modern pedagogical means which provide future engineers' preparedness for innovative activity. The preparedness criteria and factors are viewed.
Кey words: Innovative engineering activity, university innovative infrastructure, modern pedagogical means, preparedness criteria and factors.
156
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Вестник Брянского государственного технического университета. 2011. № 3(31)
Сведения об авторах
Аверченков Владимир Иванович, д.т.н., профессор, зав. кафедрой «Компьютерные технологии и системы», проректор по информатизации и международному сотрудничеству БГТУ, тел.: (4832) 56-49-90.
Бирюков Алексей Валерьевич, ассистент кафедры «Тепловые двигатели»
БГТУ, тел.: (4832)51-84-80, e-mail: wild.stranger@gmail.com.
Гайнулин Тимур Ринатович, к.т.н., доцент кафедры «Компьютерные технологии и системы» БГТУ, тел.: (4832) 56-49-90.
Говоров Владислав Валерьевич, аспирант кафедры «Динамика и прочность
машин» БГТУ, е-mail: mnto@tu-bryansk.ru.
Голушко Андрей Николаевич, аспирант кафедры «Тепловые двигатели»
БГТУ, тел.: 8(4832) 51-84-80.
Горленко Александр Олегович, д.т.н., профессор кафедры «Автомобильный транспорт» БГТУ, тел.: (4832) 58-82-79.
Горленко Олег Александрович, д.т.н., профессор, проректор по качеству и
инновационной работе БГТУ, заведующий кафедрой «Управление качеством,
стандартизация и метрология», e-mail: goa-bgtu@mail.ru.
Грачева Наталья Викторовна, к.э.н., доцент кафедры «Экономика и менеджмент» БГТУ, e-mail: nataliod@rambler.ru.
Гулаков Константин Васильевич, аспирант кафедры «Компьютерные технологии и системы», БГТУ, e-mail: gulakov32@yandex.ru.
Гуров Роман Владимирович, к.т.н., доцент кафедры «Металлорежущие
станки и инструменты» БГТУ, тел.:(4832) 58-82-89.
Гурьянов Геннадий Васильевич, д.т.н., профессор кафедры «Энергообеспечение и природопользование» БГТХА, тел.: 8-961-00-25-458.
Евтух Елена Сергеевна, ассистент кафедры «Прикладная механика» БГТУ,
тел.: (4832) 58-82-14.
Жиров Павел Дмитриевич, аспирант кафедры «Динамика и прочность машин» БГТУ, тел.: (4832) 56-08-10.
Илюшкин Дмитрий Алексеевич, ассистент кафедры «Машины и технология литейного производства» БГТУ, e-mail: shike@mail.ru.
Казаков Валерий Сергеевич, к.т.н., доцент кафедры «Промышленная теплоэнергетика» БГТУ, тел.: (4832) 58-82-07.
Клименко Татьяна Викторовна, аспирант кафедры «Безопасность жизнедеятельности и химия» БГТУ, тел.: (4832) 58-82-34.
Коробко Андрей Викторович, д.т.н., профессор кафедры «Теоретическая и
прикладная механика» ФГОУ ВПО «Государственный университет-УНПК»,
г. Орел, e-mail: oantc@ostu.ru.
Коршунов Владимир Владимирович, соискатель кафедры «Энергообеспечение и природопользование» БГСХА, тел.: 8-961-00-25-458.
157
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Вестник Брянского государственного технического университета. 2011. № 3(31)
Коршунов Владимир Яковлевич, д.т.н., профессор кафедры «Технология
материалов, надёжность, ремонт машин и оборудования» БГСХА, тел.:
8 – 960 – 56 – 37 – 259, e-mail: dok.kor@mail.ru.
Лагерев Александр Валерьевич, д.т.н., профессор, зав. кафедрой «Подъемно-транспортные машины и оборудование», ректор БГТУ, тел.: (4832) 56-0905, е-mail: rector@tu-bryansk.ru.
Лагерев Игорь Александрович, аспирант кафедры «Подъемнотранспортные машины и оборудование» БГТУ, председатель МНТО БГТУ, еmail: marschallia@yandex.ru.
Липов Роман Анатольевич, аспирант кафедры «Управление качеством,
стандартизация и метрология» БГТУ, е-mail: hxz@bk.ru.
Макаренко Константин Васильевич, к.т.н., доцент, зав. кафедрой «Литейное производство и материаловедение» БГТУ, e-mail: makkon1@yandex.ru.
Маклаков Владимир Петрович, к.т.н., доцент кафедры «Промышленная
электроника и электротехника» БГТУ, тел.: (4832) 58-82-32.
Мирошников Вячеслав Васильевич, д.т.н., профессор кафедры «Управление качеством, стандартизация и метрология» БГТУ, тел.: (4832) 58-82-35.
Мишин Алексей Александрович, инженер кафедры «Прикладная механика» БГТУ, e-mail: mish7@yandex.ru.
Можаева Татьяна Петровна, к.т.н., доцент кафедры «Экономика и менеджмент» БГТУ, тел. (4832) 56-62-11, e-mail: mozhaeva@mail.ru.
Осипов Александр Вадимович, к.т.н., доцент кафедры «Тепловые двигатели» БГТУ, тел.: 8(4832) 51-84-80.
Пономарева Наталья Сергеевна, ст. преподаватель кафедры «Инженерная
педагогика и психология» БГТУ, тел.: (4832) 588281, e-mail:
n_ponomareva@inbox.ru.
Потапов Леонид Алексеевич, д.т.н., профессор, зав. кафедрой «Промышленная электроника и электротехника» БГТУ, тел.: (4832) 58-82-32.
Прокуров Максим Юрьевич, к.т.н., доцент кафедры «Строительные конструкции» БГИТА, г. Брянск.
Рудановский Максим Владимирович, ст. преподаватель кафедры «Компьютерные технологии и системы» БГТУ, тел.: (4832) 56-49-90.
Рытов Михаил Юрьевич, к.т.н., доцент кафедры «Компьютерные технологии и системы» БГТУ, тел.: (4832) 56-49-90.
Случевский Александр Михайлович, ст. преподаватель кафедры «Сельскохозяйственные, мелиоративные и строительные машины» БГСХА, тел.:
8 – 910 – 29 – 78 – 418, e-mail: sluch62@mail.ru.
Солдатов Валерий Геннадьевич, к.т.н., доцент кафедры «Машины и технология литейного производства» БГТУ, e-mail: soldat-tu@bk.ru.
Томашевский Сергей Брониславович, аспирант кафедры «Прикладная механика» БГТУ, е-mail: tomashevskiy-sb@yandex.ru, arestsb@rambler.ru.
Тотай Анатолий Васильевич, д.т.н., профессор, зав. кафедрой «Безопасность жизнедеятельности и химия» БГТУ, тел.: (4832) 58-82-34.
158
1/--страниц
Пожаловаться на содержимое документа