«Неделя Науки СПбГПу Материалы научно-практической конференции с международным участием 2–7 декабря 2013 года ЛУЧШИЕ ДОКЛАДЫ Санкт-Петербург•2014 ББК 74.58г Н 42 Неделя науки СПбГПУ : материалы научно-практической ...»

Были получены данные, устанавливающие влияние на показатели эффективности теплового насоса µ и коэффициентов полезного действия к компрессора и т турбины.

Они показывают значительную роль влияния эффективности турбомашин на экономичность тепловых насосов [6].

Расчеты включают также определение показателей эффективности тепловых насосов, значений коэффициентов t – степеней термодинамического совершенства циклов.

Величины t выражаются отношением тепловых коэффициентов рассматриваемого и обратимого циклов при одинаковых режимах работы: t=µ/µк. В качестве обратимого цикла принят цикл Карно, тепловой коэффициент которого µк определяется только температурами верхнего и нижнего уровней: µк=Тк/(Тк–Т0). Расчеты показывают, что величины t, характеризуя полезность затраченной работы цикла, зависят от к.п.д. компрессора и турбины, увеличиваясь с ростом к и т. Зависят также от разности температур tк верхнего и t0 нижнего уровней и от близости давления и температуры процесса конденсации к их значениям в критической точке рабочего вещества, т.е. зависят от свойств хладагента. При приближении параметров процесса конденсации к параметрам в критической точке значения t степени термодинамического совершенства снижаются. В рассматриваемой области параметров циклов тепловых насосов меньшим значениям коэффициентов t соответствуют величины µt=0,55–0,65, наибольшим – µt=0,8–0,85.

Также был вычислен ряд параметров, характеризующих эффективность работы центробежных компрессоров при различных режимных условиях, таких как отношение давлений pк на выходе и pн на входе компрессора, u2 (м/с) – окружная скорость рабочего колеса компрессора, Мu – условное число Маха, определяющее характер течения потока в проточной части компрессора (дозвуковой или сверхзвуковой), n (об/мин) – максимальная частота вращения ротора компрессора. В рассмотренной области температурных режимов работы тепловых насосов, их основные показатели, соответствующие свойствам применённого в качестве рабочего вещества хладагента R134а, дают возможность применения одноступенчатого сжатия в центробежном компрессоре при среднем температурном режиме работы, при tк=(40–50)0С, вплоть до наименьших температур нижнего уровня t0=(0–5)0C. При этих температурах условные числа Мu достигают предельных значений 1,45–1,5, соответствующих дозвуковому режиму течения потока в компрессоре. В области высоких температурных режимов максимальное значение чисел Мu достигается при температурах t0=300C и tк=750С и составляет величину Мu=1,36, что также соответствует возможности одноступенчатого сжатия. При температурах t0=500С и tк=750С величина Мu снижается до значения Мu=0,48. Для достижения требуемых параметров тепловых насосов целесообразно применение центробежных компрессоров с высоконапорными ступенями, учитывая возможные условия их работы при высоких числах Мu. Параметры работы ступеней в условиях тепловых насосов близки параметрам центробежных ступеней компрессоров, применяемых в ряде энергетических машин, таких как малорасходные газотурбинные установки (транспортного типа, для передвижных электростанций, пожарных насосов), агрегаты наддува д.в.с., холодильные машины и др.

В СПбГПУ имеется значительный опыт исследования и разработки подобных ступеней [5]. На основе этого опыта установлены допустимые параметры ступени компрессора в условиях режимов работы тепловых насосов. В числе этих параметров D2min минимальный диаметральный размер рабочего колеса компрессора, рекомендуемые значения коэффициентов Фр расхода, т напора, n – максимальная частота вращении ротора. Эти данные важны для установления Qhmin минимальных значений теплопроизводительности тепловых насосов, при которых возможно применение центробежных компрессоров в рассмотренной области температурных режимов. В результате расчетов получено, что минимальные значения теплопроизводительности тепловых насосов с применением в них центробежных компрессоров лежат в пределах от 65 до75 кВт при наименьших температурах нижнего уровня и возрастают до 160–180 кВт в области высокого температурного режима.

В результате проведенного исследования разработана методика анализа эффективности и выбора показателей тепловых насосов при различных заданных условиях. Получен ряд количественных показателей их работы в рассматриваемых областях среднего и высокого температурных уровней при работе на хладагенте R134а. Методика позволяет выбрать оптимальное рабочее вещество. Расчетные данные показали, что в определенных областях параметров целесообразно применение тепловых насосов с центробежными компрессорами, в том числе тепловых насосов, работающих по комбинированному циклу с приводной турбиной. Такие установки перспективны, в частности, для применения на утилизируемом тепле, при необходимости работы с переменными режимами на нагрев и на охлаждение, при работе в качестве повышающих термотрансформаторов, в системах кондиционирования воздуха.

Рассмотренная методика подлежит в дальнейшем развитию и дополнению исследованиями теплообменных аппаратов тепловых насосов и паровой турбины, работающей на хладагенте.

1. Рей Д., Макмайкл Д. Тепловые насосы: Пер. с англ. – М.: Энергоиздат, 1982.

2. Чистяков Ф.М. Холодильные турбоагрегаты. М.: Машиностроение, 1967.

3. Холодильные машины: учебник / под ред. Л.С. Тимофеевского. СПб.: Политехника, 2005.

4. Боровков В.М, Аль-Алавин А. Эффективность применения тепловых насосов на тепловых электростанциях с парогазовыми установками. СПб.: СПбГПУ, 2008.

5. Симонов А.М. Исследование и разработка центробежных ступеней с повышенными коэффициентами напора. Труды научной школы компрессоростроения. СПб.: СПбГПУ, 2000.

УДК 621.9. (Санкт-Петербургский государственный политехнический университет)

ОСОБЕННОСТИ РАЗРАБОТКИ И ИССЛЕДОВАНИЯ АЭРОСТАТИЧЕСКИХ

ПОДШИПНИКОВ ДЛЯ ШПИНДЕЛЬНОГО УЗЛА

КООРДИНАТНО-ШЛИФОВАЛЬНОГО СТАНКА

Важнейшее место при поиске новых технических решений, переходе к нетрадиционным технологиям и более современным конструкциям основных узлов и механизмов технологического оборудования занимают работы, связанные с реализацией перемещений подвижных частей. Для обеспечения требуемой совокупности статических и динамических показателей в поле зрении конструкторов и исследователей должны находиться различные компоненты, обеспечивающие исполнение указанных функций:

привод подачи, передача, базовые и корпусные детали, направляющие, отсчетные и фиксирующие устройства и др. Особые сложности, как правило, представляет обоснованный выбор типа, конструкции и параметров опор шпиндельного узла (ШУ), т.к. наличие подвижного стыка в сопряженных опорных поверхностях негативно сказывается на статической и динамической жесткости, демпфировании, долговечности и стабильности работы станка в целом.

Во всей совокупности комплексные решения по перечисленным показателям отсутствуют не только для станков вообще, но и для каждой отдельной группы и типа, т.к.

каждому станку присущи технические особенности, непосредственно отражающиеся на конструировании опорных узлов направляющих: компоновка станка, его габариты, класс точности и т.д.

Проблемы, связанные с совершенствованием опор ШУ любого технологического оборудования, в т.ч. высокоточных металлорежущих станков, к которым относятся и координатно-шлифовальные станки (КШС), координатно-измерительных машин и т.п., всегда являются актуальными, поэтому данная тема является логическим продолжением исследований и разработок в этой области [1].

Переход на газовое трение снимает упомянутые проблемы, что ведет к росту точности ШУ и КШС в целом.

Цель настоящей работы: проектирование, изготовление и исследование натурного стенда, макетирующего ШУ на аэростатических подшипниках (АСП), имеющего высокую точность, долговечность, стабильность и жесткость, для применения в КШС и другом прецизионном оборудовании.

Задачи работы:

1. Разработка конструкции стенда ШУ станка на АСП.

2. Разработка и исследование различных конструктивных вариантов опор АСП.

3. Выполнение анализа и оптимизации технологических особенностей основных составляющих элементов, при изготовлении АСП и стенда в целом.

4. Решение вопросов, связанных с настройкой опор АСП.

5. Разработка рекомендаций по внедрению, а также направлениям дальнейших исследований.

6. Исследование статических характеристик одноопорного и двухопорного ШУ.

Обработка и анализ полученных результатов.

Разработка выполнялась применительно к условиям КШС для обработки блока цилиндров двигателей легковых автомобилей. При этом предусматривалась возможность осуществления как вращательного движения шпинделя в подшипниках, так и его осевого выдвижения в этих же опорах. Принят диаметр шпинделя 150 мм.

Особенностью расчета и исполнения аэростатических опор является выполнение осевых микроканавок (рис. 1, а) и установка управляющего устройства (дросселя) на входе в микроканавку [2].

Рис. 1. а) Прямоугольная одноканавочная аэростатическая опора и ее расчетная схема;

б) Кривые для определения удельной подъемной силы прямоугольной одноканавочной опоры Численный метод расчета плоских аэростатических опор с микроканавками основан на аппроксимации поля давлений в опоре разностными алгебраическими уравнениями по методике [3]. Рассматривался случай, когда отсутствует перекос, т.е. зазор в опоре постоянен (h=const). Принятое расчетное значение радиального рабочего зазора h=10 мкм.

Материалы лучших докладов Недели науки СПбГПУ С учетом методики [1] получена необходимая величина размера микроканавки t=0,5 мм (рис. 1, а) и диаметр отверстия дросселя на входе в микроканавку dдр=0,6 мм.

Оценка общей грузоподъемности АСП производилась на основе удельной подъемной силы при давлении поддува P0 по номограмме [4], представленной на рис. 1, б.

Для исследований выбран вариант исполнения с четырьмя осевыми микроканавками.

Для анализа ШУ и его элементов, а также исследований характеристик изготовлен стенд, представленный на рис. 2, включающий шпиндель (1) и два корпуса (2) АСП. Каждый из корпусов содержит сменные бронзовые втулки (3). Для измерения всплытия ШУ использованы микаторы «Micron» (4) с ценой деления 0,5 и 1,0 мкм.

При изготовлении стенда выполнен технологический анализ особенностей изготовления основных составляющих ШУ элементов: шпинделя, корпусов и бронзовых втулок, дросселирующих элементов. Для измерения внутренних диаметров втулок (3) использован нутромер фирмы «Комрат» с ц.д. 1 мкм, а для их наружных диаметров – рычажные скобы с ц.д. 1 мкм.

При аттестации шпинделя (1) ШУ установлено, что овальность, измеренная в сечениях (через 100 мм по всей длине шпинделя), не превышает 1 мкм, а общая конусность – 1,0 мкм.

Расточка корпусов за один проход выполнялась в собранном виде. При этом корпуса были закреплены на монтажной плите, установленной на серийном угольнике-стойке, что сделано с целью сведения к минимуму погрешностей, связанных со сборкой, разборкой и перемонтажом элементов стенда. В результате расточки переднего корпуса (2) в вертикальной плоскости получен разброс размеров в 8 мкм, а в горизонтальной – 9 мкм. По заднему корпусу, соответственно в 5 мкм и в 4 мкм.

С учётом необходимости в процессе исследований осуществления разборки-сборки ШУ и сведения к минимуму погрешностей формы отверстий из-за различий в монтажных факторах использован тарировочный ключ. Установлено усилие затяжки крепежных болтов в 300 Нм.

Выполнена оценка упругих свойств бронзовых втулок и влияния монтажного натяга в корпусе (около 5 мкм) на изменение внутреннего диаметра втулки. Определено, что при установке в корпус внутренний диаметр втулки уменьшается в горизонтальной плоскости в разных сечениях на величину от 1 до 5 мкм, в вертикальной – от 3 до 5 мкм. После извлечения втулки из корпуса восстанавливается прежний размер внутреннего отверстия с сохранением первоначальной формы.

Окончательная обработка отверстий втулок (3) выполнялась тонкой расточкой после закрепления втулок в корпусах (2), в размер, обеспечивающий диаметральный зазор 20 мкм между отверстием во втулке и шпинделем.

Таким образом, с учетом фактического размера шпинделя диапазон изменения фактического диаметрального зазора по переднему подшипнику от 10 до 30 мкм, а по заднему – от 12 до 28 мкм, т.е. реальная достигнутая точность может оцениваться по зазору 20±10 мкм.

Полученный результат не является удовлетворительным для АСП. Требуется дальнейшая отработка и совершенствование технологий изготовления (оборудование, инструмент, оснастка, режимы) элементов реального узла станка [5].

Было признано целесообразным в рамках текущих возможностей выполнять исследования на собранном стенде с целью оценки получающихся при таких условиях реальных характеристиках АСП шпинделя.

Исследования статических характеристик проводились для одноопорного и двухопорного ШУ.

Зависимости всплытия шпинделя от величины подведенного давления питания при установке центра тяжести шпинделя в центр подшипника (для одноопорного ШУ) показали, что наибольшее всплытие происходит при давлении настройки 0,8 МПа. Зависимости угла продольного поворота (перекоса) шпинделя при осевом смешении l его центра тяжести для различных давлений питания свидетельствуют об относительно низкой угловой жесткости отдельной опоры, что, с другой стороны, должно положительно влиять на совместную работу двух подшипниковых узлов совместно со шпинделем при имеющихся погрешностях изготовления.

Полученные результаты показывают, что при включении пневмосистемы происходит контактирование сопряженных поверхностей. Причем с увеличением подводимого давления контактирование постепенно уменьшается, и при давлении 0,8 МПа практически наступает режим бесконтактного сопряжения, т.е. аэростатическая смазка в опорах. Наличие контактирования можно объяснить погрешностями формы втулки, соизмеримыми с радиальным зазором, относительного базирования в подшипнике, узлах, микропогрешностям поверхностей, а его исчезновение при росте давления – возрастанием распорных деформаций внутри втулки.

На рис. 3, а приведены зависимости суммарного расхода воздуха и всплытия от давления питания для полного варианта ШУ (шпиндель на двух опорах). Установлено, что для варианта реализации конструкции ШУ при максимальном давлении pmax питания расход воздуха через АСП доходит до 70 Нл/мин.

На рис. 3, б приведены зависимости от давления питания силы трения при осевом перемещении шпинделя и момента его холостого вращения, из которых следует, что при давлениях ниже 0,3 МПа имеет место контактирование шпинделя и втулок по причинам, отмеченным выше. При давлении питания Pн > 0,4 МПа сила трения Fтр и момент холостого вращения Мсопр выходят на постоянный уровень и составляют соответственно Fтр=4,9 Н, Мсопр=1,2 Нм.

Консольное нагружение ШУ производилось для трех величин давления питания: 0, МПа, 0,6 МПа, 0,8 МПа. На рис. 4, а приведены прогибы ШУ при давлении питания 0,8 МПа по его длине. При этом пунктирная линия соответствует исходному положению оси шпинделя. По оси l в масштабе показаны размеры втулок подшипников (опоры I и II), координаты приложения силы и установки индикаторов, фигурными скобками отмечены полученные построением значения статических ошибок h (поперечных смещений) шпинделя по центрам опорных втулок подшипников, кривая (1) относится к вертикальному приложению силы, а (2) и (3) к горизонтальному в разных направлениях.

Из анализа полученных результатов следует, что возрастание нагрузочной способности ШУ примерно пропорционально возрастанию давления питания.

Рис. 3. Зависимости: а) расхода воздуха Q и всплытия шпинделя h в передней опоре от давления питания; б) силы трения F при осевом перемещении шпинделя и момента холостого вращения Mсопр Рис. 4: а) результаты консольного нагружения шпиндельного узла при давлении питания 0,8 МПа;

б) зависимости жесткости переднего (1) и заднего (2) подшипников от давления питания На рис. 4, б представлены зависимости радиальной жесткости от давления питания по каждому подшипниковому узлу, полученные по результатам нагружения ШУ и приведенные к центру опор, различие в характеристиках объясняется разными аэростатическими зазорами в них. С точки зрения полученной жесткости следует, что режимы финишной обработки на КШС должны назначаться, либо по функционированию АСП (на кромках), либо по жесткости самого шпинделя. Так при исследовании для наибольшей нагрузки F=600 Н смещение на кромке h втулочного узла составляет до 8 мкм и находятся предельно конструктивно допускаемых значений.

Оценивая в целом полученные результаты, можно сделать вывод о близости, с учетом имеющихся погрешностей, характеристик жесткости и нагрузочной способности к расчетным и отметить, что увеличение консольной части по отношению к межопорному расстоянию значительно снижает общую нагрузочную способность ШУ, что должно учитываться при его проектировании, особенно при наличия совмещения осевого и вращательного движений шпинделя при работе КШС.

Рассчитаны и реализованы АСП шпинделя диаметром 150 мм, выполнены испытания отдельных подшипниковых опор и узла в целом. Получены расходные характеристики для АСП на различных всплытиях ШУ.

Установлена необходимость и направления совершенствования технологии изготовления втулок АСП подшипниковых узлов, а также методов их монтажа с целью обеспечения необходимой точности сопряжения шпинделя и втулки.

1. Петков П.П., Прокопенко В.А., Шебашов В.П. Системы управления пневматическими направляющими прецизионных станков. В кн. Пневматические средства контроля и управления технологическими процессами. – Пенза: ППИ, 1990. – с. 36–37.

2. Жедь В.П. Расчет и конструирование аэростатических опор (руководящие материалы). – Москва: НИИМАШ, 1970.

3. Баласаньян В.С. Плоская прямоугольная аэростатическая опора с микроканавкой // Известия АН СССР, «Механика кидкости и газа». – 1973. – № 4. – c. 11–15.

4. Шейнберг С.А. Угловая жесткость шпинделя с аэростатическими подшипниками // Станки и инструмент. – 1977. – c. 12–15.

5. Кожевин А.В., Лебедев В.Г., Прокопенко В.А. Возможности пневматических направляющих в повышении технических характеристик тяжелых точных станков. В кн. Качество и надежность технологических систем. – Краматорск: КПИ, 1992. – с. 74–75.

УДК 621. (Санкт-Петербургский государственный политехнический университет)

ИЗМЕРЕНИЕ ТЕМПЕРАТУРЫ В ЗОНЕ РЕЗАНИЯ ТЕПЛОВИЗИОННЫМ МЕТОДОМ

Среди многочисленных методов измерения температуры резания можно выделить две группы.

К первой группе относятся методы, с помощью которых измеряется средняя температура стружки, а также определенных участков изделия или резца:

калориметрический метод; метод цветов побежалости; метод термокрасок.

Ко второй группе принадлежат методы, которыми измеряются температура узкоограниченных участков зоны резания или резца, например, метод термопар; оптический и радиационный методы [3].

Калориметрический метод, впервые примененный в лаборатории ЛПИ, иногда используется и в настоящее время. В этом случае температура стружки рассчитывалась по формуле:

где стр – температура стружки; g в – вес воды; g ст – вес стружки; в – начальная температура воды; см – температура смеси (воды и стружки); Сст – теплоемкость стружки.

Этот метод может дать только среднюю температуру стружки и, следовательно, непригоден для исследования температуры на разных участках стружки и инструмента. Им иногда пользовались для подсчета силы резания; при этом количество теплоты делилось на механический эквивалент теплоты, и определялась работа.

Неточным является и метод термокрасок, когда для выявления температуры пользуются свойством специальных красок менять цвет при определенных температурах.

Например, при 155°С цвет из пурпурного переходит в голубой, при 190°С – из белого в зелено-коричневый, при 255°С – из зеленого в темно-коричневый, при 305°С – из желтого в красно-коричневый, при 440°С – из фиолетового в белый.

При пользовании этим методом краска смешивается с алкоголями и наносится ровным слоем на грани исследуемых резцов. Некоторая погрешность в данном случае заключается в том, что оттенок переходящих красок меняется в зависимости от продолжительности действия тепла.

Один из наиболее точных и в то же время относительно простых способов – измерение температуры резца с помощью термопары.

Для этого в головке резца просверливалось вдоль главной и вспомогательной режущих кромок определенное количество отверстий, куда вставлялись термопары. К головке резца сверху прикреплялась тонкая пластина (толщиной примерно 2 мм), служившая передней поверхностью резца. На рис. 1 показано температурное поле передней поверхности, полученное А. М. Даниеляном при обработке стали со скоростью V= 38 м/мин, t = 2 мм;

s = 0,54 мм/об.

Рис. 1. Температурное поле передней Рис. 2. Измерение температуры методом Этот способ измерения имеет свои недостатки; измеряется температура на одном ограниченном участке и, к тому же несколько удаленном от основных источников теплообразования; необходимо иметь специальные резцы; недолговечность резцов, так как после одной-двух переточек термопара разрушается.

В настоящее время температурные исследования производятся с помощью так называемой естественной термопары, состоящей из самого изделия и режущего инструмента, см. рис. 2. В процессе резания в месте контакта разнородных материалов изделия и резца вследствие нагрева возникает электродвижущая сила. Термоток в этом случае направляется по обрабатываемой детали 1 через медное кольцо 2, а затем через ртуть в ванне 3, служащей для контакта вращающегося кольца 2 с проволокой 4. При этом милливольтметр покажет напряжение термотока, по которому можно судить о температуре резания. Обрабатываемое изделие изолировано от патрона и заднего центра, а резец от суппорта – при помощи прокладок.

В практике этот метод измерения был значительно упрощен тем, что отказались от изолирования обрабатываемого изделия от станка. Контактирование через кольцо и ртуть, как показано на рис. 2, а также изолирование заднего центра от изделия были продиктованы желанием освободиться от второй дополнительной термопары, получающейся в месте Рис. 3. Упрощенная схема естественной термопары В этом виде метод естественной термопары был бы вполне пригоден для применения, если бы не сложность тарирования подобного устройства, заключающаяся в том, что для каждого обрабатываемого материала и резца необходимо строить свою тарировочную кривую зависимости между температурой и показаниями милливольтметра.

Радиационный метод измерения температуры, предложенный Ф. Швердом, основан на измерении теплоты лучеиспускания. Он дает возможность измерять температуру резания на любом участке стружки и резца. Необходимо лишь изолировать другие лучи, отражаемые не из фиксируемых точек. Схема устройства этого прибора проста. Тепловой луч, направленный от наблюдаемого участка, проходит через две линзы, отверстие на экране и падает на фотоэлемент. Высокочувствительный гальванометр, соответственно проградуированный, показывает температуру наблюдаемого участка. Этот метод позволяет детальнее исследовать температуру стружки и инструмента, но он не получил широкого распространения из-за следующих недостатков.

1. Появление тонких окислов на поверхности стружки искажает правильность показаний прибора.

2. Значительные затруднения представляет собой тарирование прибора, поскольку теплота излучения зависит не только от температуры нагретого участка, но еще от цвета и состояния его поверхности; шероховатая поверхность стружки излучает больше теплоты, чем гладкая тарируемая поверхность.

3. Крепление прибора на резце неудобно, а при установке его вне резца колебания последнего в процессе резания мешают измерению температуры определенной точки.

4. Прибор сравнительно сложен.

Оригинальный способ измерения температуры в процессе резания путем анализа микроструктуры тончайшего слоя обработанной поверхности, претерпевающей заметные изменения предостаточно большом нагреве, применил Б.И. Костецкий. Но и этот метод пока не получил распространения, так как его можно использовать только при высоких режимах резания, когда поверхность резания или обработанная поверхность нагревается выше критических точек.

Анализ существующих методов измерения температуры в зоне резания показал, что ни один из перечисленных методов не подходит для решения поставленной задачи по ускоренному подбору режимов резания.

Общими недостатками перечисленных методов являются:

1. Значительные погрешности измерения, зависящие от большого числа факторов.

2. Необходимость тщательной подготовки экспериментов по определению температуры в зоне резания со значительными затратами времени на их подготовку, тарирование и проведение экспериментов.

3. Сложность выбора зоны измерения, возможно передней поверхности резца у его вершины, либо по его задней поверхности, либо измерение температуры верхней поверхности стружки.

4. Зависимость температуры резания от большого количества факторов, включая размеры державки и вылет резца [4, 5].

В настоящее время для измерения температуры резания применяются пирометры и тепловизоры. Применение пирометров, также как и искусственных термопар, позволяет получить данные о температуре в заданной точке, имеющей конечный диаметр, который может изменяться в зависимости от модели пирометра от 0,1 до 2 мм и более. Современные пирометры, как и тепловизоры, обладают существенным преимуществом: определяют в зоне наблюдения самый нагретый участок и измеряют его температуру с большой точностью.

Например, погрешность измерения может составлять 0,25% и меньше.

Применение пирометров и тепловизоров для измерения температуры в зоне резания в то же время имеют ряд недостатков.

1. Зона резания в процессе обработки закрыта стружкой, и судить о температуре передней поверхности резца можно только по верхней поверхности стружки. Результаты измерения температуры в зоне резания будут занижены из-за наличия значительных градиентов температуры, см. рис. 4.

2. На результат измерения оказывает излучательная способность измеряемого объекта.

Коэффициент излучения может колебаться от 0,02 до 0,98, то есть в 50 раз [1, 2].

Рис. 4. Распределение температуры в главной Рис. 5. Пример измерения температуры внешней Колебание коэффициента излучения может быть не только от типа материала, но величины шероховатости поверхности. Так, по результатам наших измерений, коэффициент излучения внешней поверхности титановой стружки (шероховатая поверхность) равен 0,6, а внутренней, прилегающей к резцу (более гладкая поверхность) – 0,2–0,35. Кроме того, Материалы лучших докладов Недели науки СПбГПУ коэффициент излучения зависит от температуры тела и ряда других причин.

На кафедре «Технология машиностроения» проводились эксперименты с применением тепловизоров, пример измерения внешней поверхности стружки приведен на рис. 5.

Необходимо отметить, что степень изменения температуры резания в процессе работы является критерием обрабатываемости металла и качества режущего инструмента. Поэтому на кафедре «Технология машиностроения» проводится тщательный анализ погрешностей при измерении температуры в зоне резания с помощью оптических средств с целью компенсации или устранения указанных погрешностей.

Развитие измерительной техники дает новые возможности измерения температуры.

Применение тепловизоров большого разрешения позволяет изучить изменение температурного поля в зоне резания. Такой подход хоть и дает представление о распределении температуры в зоне резания и на передней поверхности стружки, но несколько занижает получаемые значения температур из-за теплоотвода в окружающую среду и измерения температуры на верхней поверхности стружки, а не на передней поверхности резца. Таким образом, не удается экспериментально получить распределение температур непосредственно на передней поверхности. Это связано с ее малыми размерами и ее недоступностью для прямого наблюдения и большим (до 10°С/мкм) градиентом температур по толщине стружки. Для измерения температурного поля на верхней поверхности стружки и передней поверхности резца был применен тепловизор модели BALTECH TR-01500 с диапазоном измерений от -20оС до 1800оС, погрешностью измерений ±2°C, ±2% показаний, корректировкой коэффициента излучения от 0,01–1,0 и частотой кадров 50 Гц.

Определение коэффициентов излучения проводилось при одновременном нагреве стружки титанового сплава и резца. Резец и стружка выдерживались в муфельной печи, нагретой до определенной температуры, до полного прогрева. Температура прогрева измерялась двумя образцовыми термопарами. Проводилась съемка, и устанавливались коэффициенты излучения передней поверхности резца и верхней поверхности стружки.

Определение коэффициентов проводилось при температуре 200, 300, 400 и 600°С. Значение коэффициентов вводились в память тепловизора. В тепловизоре было установлено две зоны с разными коэффициентами излучения. При съемке процесса резания зоны 1 и Рис. 6. Момент выхода резца из зоны резания коэффициентов излучения стружки 0,6 и передней поверхности резца 0,12. На рисунке хорошо видна температура передней поверхности резца в момент его выхода из зоны резания 512,6°С и температура верхней поверхности стружки 224,4°С. Обработка велась перспективного титанового сплава с подачей S= 0,15 мм/об, глубиной резания t= 0,5 мм, скоростью резания V = 100 м/мин. После обработки всей термограммы была получен график, представленный на рис. 7.

Температура,  С Рис. 7. Изменение температуры на верхней поверхности стружки и передней поверхности резца Вывод: предлагаемый метод измерения температуры позволяет с высокой степенью точности определить температуру в зоне резания в момент схода стружки.

1. Sutter G., Faure L., Molinari A. и др. An experimental technique for the measurement of temperature fields for the orthogonal cutting in high speed machining // Int. J. of Machine tools & Manufacture. – 2003. Vol. 43. – P. 671–678.

2. Temperature determination at the chip-tool interface using an inverse thermal model considering the tool and tool holder / R. Carvalho, S.M.M. Lima e Silva, A.R. Machado, G. Guimaraes // J. of Mat. Proc.

Techn. – 2006. – V. 179. – P. 97–104.

3. Г.И. Грановский. Резание металлов. – М.: Высшая школа, 1985.

4. Макаров А. Д. Оптимизация процессов резания. – М.: Машиностроение, 1976. – 278 с.

5. Криворучко Д.В., Залога В.А., Мазур Н.П. Анализ современных методов численного моделирования тепловых явлений при резании материалов // Сучасні технології у машинобудуванні:

збірник наукових праць. – Х.: НТУ «ХПИ», 2007. – Т. 3. – С. 158–167.

УДК 620.1.

УМЕНЬШЕНИЕ ПОГРЕШНОСТИ ВОСПРОИЗВЕДЕНИЯ ЗАДАННОГО УСКОРЕНИЯ

НА ЦЕНТРОБЕЖНЫХ СТЕНДАХ С ПОМОЩЬЮ СИСТЕМЫ УПРАВЛЕНИЯ

Проведение испытаний готового изделия на предмет его соответствия техническим характеристикам и пригодности к эксплуатации в выбранных условиях является основным критерием оценки качества. Для подтверждения характеристик изделия используется различное испытательное оборудование [1].

Испытания акселерометров наиболее часто производятся с помощью центробежных Материалы лучших докладов Недели науки СПбГПУ стендов, способных в ограниченном пространстве воспроизводить большие ускорения [2]. В ряде случаев, когда необходимо произвести испытание акселерометра не только на способность выдерживать нагрузку, но и на точность получаемых показаний, используются особые прецизионные центробежные стенды.

При проведении метрологических испытаний акселерометра с использованием прецизионного центробежного стенда необходимо учитывать, что воспроизводимое центрифугой ускорение должно иметь большую точность, нежели испытуемый прибор. В настоящее время отечественная и зарубежная промышленность предлагает высокоточные акселерометры, но разработка более точных приборов задерживается из-за сложности аттестации таких приборов. Градуировочные центрифуги, воспроизводящие высокие ускорения, в основном рассчитаны на меньшую точность, нежели современные акселерометры. Это связано с большим числом случайных факторов, ошибок, возникающих в процессе проведения испытания, а также деформациями центробежного стенда. Отсутствие переносимого решения разработки высокоточных центрифуг, в том числе, сдерживает разработку высокоточных акселерометров нового поколения.

Система управления центробежным стендом является одним из ключевых элементов установки. Повышение точности отдельных блоков позволяет повысить точность воспроизведения заданного ускорения, но без их согласованной работы достигнуть требуемой точности не всегда представляется возможным. Напротив, система управления с элементами прогнозирования возникновения погрешности позволяет повысить точность, несмотря на использование элементов с большей погрешностью.

Целью данной работы является составление набора параметров, необходимых для учеты в типовой модели системы управления градуировочной центрифуги, учитывающей возможные отклонения в работе установки для повышения точности воспроизведения заданного ускорения. Поскольку центрифуги, воспроизводящие небольшие ускорения и имеющие низкую угловую скорость вращения, достаточно хорошо изучены, в данной работе рассматриваются ситуации, когда испытания проводятся на высоких угловых скоростях вращения, условно отделенные порогом в 10 рад/с.

Абстрактная система управления центрифуги должна решать задачу нахождения таких параметров движения, что бы испытуемый прибор испытывал заданное ускорение. Как известно, ускорение выражается формулой:

где – угловая скорость вращения ротора центрифуги, R – расстояние от оси вращения до испытуемого прибора.

Поскольку в классическом центробежном стенде радиус вращения испытуемого прибора в процессе работы установки не меняется, фактически, управлению подвержен только параметр угловой скорости ротора центрифуги. В то же время универсальная система управления центрифугой должна иметь возможность изменения параметра расстояния до испытуемого прибора перед началом работы.

Таким образом, в простейшем случае система управления получает два входных параметра: радиус установки прибора и значение требуемого ускорения и решает выражение:

Полученное значение угловой скорости передается на подсистему управления двигателем, которая преобразует полученное значение в управляющий сигнал.

Такая модель системы управления достаточно легко описывается, проста в реализации и поэтому используется в большинстве случаев, получая отдельные дополнения исходя из конкретной установки. Фактически же ни одна из переменных в указанной формуле не является постоянной в процессе работы установки.

В процессе проведения испытаний радиус вращения акселерометра меняется из-за удлинения ротора центрифуги, его изгиба и наклона оси вращения. Скорость вращения ротора может быть переменной или не соответствовать заданной в силу погрешностей в работе двигателя. В случае отсутствия передаточных механизмов уменьшением погрешности воспроизведения заданной угловой скорости занимается подсистема управления двигателем.

Они в достаточной мере изучены и сильно зависят от определенного типа двигателя, поэтому исследование погрешности работы двигателя не является целью данной работы.

Ротор как подвижная часть подвержен наибольшим нагрузкам. В зависимости от длины и конструкции ротор может существенно удлиниться, что существенно скажется на точности воспроизводимого ускорения.

Удлинение ротора зависит от скорости вращения двигателя и массы испытуемого прибора. В простейшем случае ротор представляется как стержень с установленными грузами. Масса первого груза суммируется из массы испытуемого прибора и массы рабочего стола. Второй груз характеризуется конструктивными элементами, которые могут быть установлены на ротор для придания дополнительной жесткости. В таком случае удлинение можно спрогнозировать по формуле [3]:

где E – модуль упругости; S – площадь поперечного сечения; l – длина ротора; – плотность материала; mгр – масса установленного груза, Mcen(x) – алгоритмическая функция, принимающая 0 или 1 в зависимости от значения x; mтехн – масса технологического элемента на роторе; lгр – длина груза; mcn(x) – функция, характеризующая удлиняющую массу части стержня.

В случае если используется ротор, который можно конструктивно упростить до нескольких штанг, можно использовать указанную формулу, пропорционально уменьшив массу. Важно при этом соблюсти два условия:

• штанги распределены равномерно, вокруг горизонтальной оси ротора (например, • поле центробежных сил не изгибает штанги или их изгиб не влияет существенно на расстояние до испытуемого прибора.

Как видно из формулы, удлинение ротора зависит от множества параметров, которые необходимо сообщить системе управления для успешного прогнозирования значения R.

Важно отметить, что среди передаваемых параметров присутствует значение угловой скорости ротора, а так как для воспроизведения заданного ускорения при переменном увеличении R требуется уменьшить значение, то возникает итерационная задача.

Фактически, системе управления требуется выполнить две итерации по решению поставленной задачи. Первый раз система находит требуемое значение угловой скорости по заданным параметрам, затем повторно с использованием полученного на первом шаге значения. Увеличение числа итераций не влияет существенно на точность полученного значения, так как высокоточные центрифуги изначально проектируются с расчетом на небольшие удлинения ротора. Фактически, даже вторая итерация в большинстве случаев дает избыточную точность значения угловой скорости двигателя, которая лежит за пределами точности двигателя.

Изгиб ротора под действием силы тяжести уменьшает радиус вращения испытуемого прибора, что приводит к появлению трудно прогнозируемой погрешности. В то же время, так как речь идет о высокоскоростных центрифугах, центробежная сила вытягивает ротор и в большинстве случаев компенсирует силу тяжести. Точный расчет влияния силы тяжести существенно зависит от конструктивных особенностей ротора. Результаты компьютерного Материалы лучших докладов Недели науки СПбГПУ симулирования вращения ротора центрифуги длиной 1,7 м с установленным грузом в 50 кг показывают, что в случаях изменения положения испытуемого прибора по вертикали менее 200 мкм при отсутствии вращения, центробежная сила полностью скомпенсирует силу тяжести.

Приближенно можно оценивать возможность изгиба как условие: если угол изгиба ротора в остановленном состоянии менее 1102°, то радиус вращения испытуемого прибора вследствие изгиба ротора не изменится. В зависимости от длины ротора и необходимой точности можно не учитывать изменения при изгибе ротора до 1°, так как конечное изменение радиуса будет несущественным.

В случаях, когда возникает необходимость учета изгиба ротора, наиболее адекватным решением представляется проведение экспериментов с помощью компьютерного симулирования на разных скоростях вращения и последующей интерполяции результатов в виде функции. Данная функция может являться одной из обязательных составляющих входных данных для системы управления.

Внесение табличных данных функции Ф1 для каждой конкретной центрифуги в систему управлений позволит корректировать прогнозируемый радиус, что уменьшит число итераций уточнения радиуса с использованием системы обратной связи.

Еще одним фактором, влияющим на изменение радиуса вращения акселерометра, является наклон оси вращения ротора центрифуги. В силу конструктивных особенностей ось вращения ротора может быть наклонена. Это может произойти вследствие двух причин:

установка стенда не параллельно плоскости Земли и неравномерное положение оси вращения относительно стенок шпиндельного узла. Первая причина в большинстве случаев является ошибкой установки центробежного стенда и должна быть исправлена путем корректной установки стенда. В случаях, когда исправить ошибку не представляется возможным, необходимо использовать корректирующий параметр. Данный корректирующий параметр задает фиксированное изменение радиуса относительно оси вращения. Необходимо отметить, что данный параметр позволяет скорректировать расстояние до испытуемого прибора в статике. В процессе работы центрифуги ротор может оказаться не прогнозируемо деформированным в поле центробежных сил.

Неравномерное положение оси вращение ротора может быть вызвано недостаточной жесткостью используемых подшипников. В случае использования классических подшипников недостаточная жесткость приводит к их деформации, что является недопустимым и требует конструктивных изменений. Гидростатический подшипник также может иметь недостаточную жесткость для вертикального положения оси вращения, но достаточную для удержания от соприкосновения движущихся неподвижныхчастей ротора.

Возникающая погрешность в работе гидроопоры в большинстве случаев трудно предсказуема, так как зависит от рабочего давления в системе и установленной массы [4].

Задача усложняется наличием центробежной силы, которая оказывает дополнительное воздействие на ротор. Поскольку в большинстве случаев рабочее давление в системе постоянно, а прочие параметры – нет, необходимо экспериментально получить значения отклонения ротора для ряда дискретных значений установленной массы и скорости вращения ротора.

Полученные значения необходимо интерполировать и передать системе управления в виде функции. В случае необходимости, функцию можно не интерполировать, а передавать в систему в качестве табличного параметра. Важно отметить, что в большинстве случаев гидроопора может быть модернизирована для обеспечения большей жесткости, что является более предпочтительным вариантом, нежели использование функции в качестве входного параметра.

Наклон и изгиб ротора можно проверить практически с помощью высокоточных статических измерительных приборов [5]. Например, применяя лазерный высокоточный сканер поверхности, который измеряет положение плоскости в статике. При отсутствии изгиба и наклона в остановленном состоянии погрешность при вращении будет минимальна.

Помимо указанных параметров, влияющих на воспроизведение заданного ускорения, существует ряд возникающих погрешностей, обусловленных работой электродвигателя или задержками в системе управления. Данные погрешности в целом хорошо изучены, но их учет также необходим для обеспечения наибольшей точности.

На основании изложенного можно сделать вывод, что, несмотря на наличие большого числа возможных факторов, влияющих на точность воспроизведения заданного ускорения, в достаточной мере простое прогнозирование изменения радиуса вращения испытуемого прибора может в значительной степени уменьшить погрешность. Фактически, все передаваемые в систему параметры постоянны для конкретной установки, поэтому итоговое управление системой после первичной настройки сводится к передаче системе требуемого значения воспроизводимого ускорения.

1. Испытательная техника: Справочник: В 2 кн. / Под ред. В.В. Клюева. – Москва:

Машиностроение, 1982. Кн. 1 / Г.С. Батуев, А.С. Больших, В.С. Голубков и др. – 1982. – 528 с.

2. А.Н. Евграфов, В.И. Каразин, И.О. Хлебосолов. Воспроизведение параметров движения на ротационных стендах // Теория механизмов и машин. – 2003. – № 1. – С. 92–96.

3. А.В. Хисамов. Исследование удлинения ротора центрифуги // Теория механизмов и машин. – 2013. – № 1. – С. 90–97.

4. A. Charki, K. Diop, S. Champmartin, A. Ambari. Reliability of a Hydrostatic Bearing // Journal of Tribology. – 2013. – № 136.

5. П.А. Андриенко, Д.П. Козликин, А.В. Хисамов, И.О. Хлебосолов. О применении бесконтатных систем измерения в центробежных стендах // Современное машиностроение. Наука и образование. Материалы 3-й международной научно-практической конференции. – СПб.: Изд-во Политехн. ун-та, 2013. – С. 623–630.

УДК 658.5:004. (Санкт-Петербургский государственный политехнический университет)

ПРИМЕНЕНИЕ ДИСКРЕТНО-СОБЫТИЙНОГО ИМИТАЦИОННОГО МОДЕЛИРОВАНИЯ

ПРИ ПРОЕКТИРОВАНИИ ПРОИЗВОДСТВЕННЫХ СИСТЕМ

В современных условиях развития отечественной промышленности, характеризующихся относительно невысокой долей конкурентоспособной продукции на мировом рынке, особую важность приобретают вопросы проектирования производственных систем. Данное обстоятельство обусловлено сложностью структуры современных производственных систем как объекта проектирования в части состава входящих и выходящих грузопотоков, алгоритмов их движения и преобразования, а также многообразия используемых производственных ресурсов.

На начальных этапах исследования был произведен обзор и анализ научных трудов в области проектирования и эксплуатации производственных систем [1, 5]. На основе полученных результатов было уточнено понятие исследуемого объекта – производственной системы (ПС), трактуемое в рамках исследования как сложная целостная совокупность взаимосвязанных элементов производственного процесса (производственных ресурсов) и технико-организационных элементов (технологии, организации производства, управляющей системы), функционирующих с целью изготовления и реализации продукции. Также по Материалы лучших докладов Недели науки СПбГПУ результатам обзора литературных источников, относящихся к исследуемой области, был сформирован перечень наиболее важных (с точки зрения устойчивого развития объекта) задач организационного проектирования и организации функционирования ПС, содержащий:

– задачи обоснования состава, пропускной способности и расположения подразделений в рамках исследуемого объекта;

– задачи обоснования объемно-планировочного решения элементов производственной структуры объекта;

– задачи определения состава и количества средств труда (обрабатывающего, складского, транспортного оборудования);

– задачи определения состава и численности персонала, его закрепления за средствами труда;

– задачи определения состава и интенсивности материальных потоков, циркулирующих в рамках ПС.

– задачи планирования производственных запасов.

С позиций исследования наиболее интересными задачами в области организационного проектирования и организации функционирования ПС являются следующие:

1) определение потребного количества подъемно-транспортного оборудования с известными показателями производительности на основе средней интенсивности поступления предметов производства [4];

2) определение потребной интенсивности поступления грузопотоков, обеспечивающей оптимальную загрузку технологического и подъемно-транспортного оборудования при отсутствии образования межоперационных заделов, с использованием элементов теории массового обслуживания.

Существующие на сегодняшний день аналитические методы, традиционно используемые при решении вышеперечисленных задач [2, 3], имеют следующие основные недостатки:

– отсутствие учета структуры моделируемого объекта: особенностей объемнопланировочного решения, а также условий функционирования оборудования – при расчете его показателей производительности;

– невозможность задания стохастических величин, описывающих рассматриваемый технологический процесс (как правило, в качестве последних используются соответствующие усредненные значения) [4];

– отсутствие наглядности полученных результатов ввиду трудности динамического описания процесса функционирования рассматриваемого объекта [5].

Относительно новым подходом к решению вышеуказанных задач является имитационное моделирование (ИМ), заключающееся в воспроизведении алгоритма функционирования моделируемого объекта в течение заданного интервала времени с использованием определенной программной среды. Ключевым достоинством ИМ является возможность задания (планирования) сложной последовательности событий, описываемых как детерминированными, так и стохастическими характеристиками, происходящих в определенные моменты виртуального (модельного) времени. При этом выходные данные имитационных экспериментов (прогонов имитационной модели) представляют собой результат взаимного наложения последствий запланированных событий, что, в свою очередь, обеспечивает относительно высокую точность получаемых прогнозных данных.

В рамках исследования был произведен обзор и сравнительный анализ существующих подходов в области ИМ. На базе полученных данных, а также с учетом специфических особенностей ПС был сделан вывод о целесообразности использования дискретнособытийного подхода [5, 6] в области ИМ как наиболее эффективного при решении задач Материалы лучших докладов Недели науки СПбГПУ организационного проектирования и организации функционирования ПС по критерию соотношения трудозатрат создания модели и точности результатов экспериментов.

Указанный подход предполагает представление моделируемой объекта в виде системы массового обслуживания, основными элементами которой являются заявки (однородные объекты, поступающие в систему для последующей обработки) и ресурсы (неотъемлемые от системы объекты, осуществляющие обработку заявок по определенным правилам).

Алгоритм взаимодействия ресурсов и заявок при прохождении последних через моделируемую ПС описывается с помощью потоковых диаграмм.

Ключевым результатом исследования является имитационная модель технологического участка комплексной обработки предметов производства, разработанная с использованием программной среды AnyLogic с целью оценки возможностей ИМ при решении задач организационного проектирования и организации функционирования ПС. Планировка моделируемого объекта представлена на рис. 1. Взаимосвязь между структурными элементами имитационной модели и моделируемого объекта описывается в табл. 1.

Перечень входных и выходных параметров разработанной имитационной модели представлен в табл. 2.

С целью определения зависимости показателей производительности системы от количества ПТО над разработанной моделью был реализован эксперимент варьирования параметров, заключающийся в последовательных прогонах модели при изменении значений входных параметров количества ПТО (штабелеров и конвейеров) в диапазоне от 1 до единиц. Указанные максимальные и минимальные значения определяются особенностями объемно-планировочного решения моделируемого объекта.

Важно отметить, что в процессе каждого прогона модели количество конвейеров для отгрузки ГЕ принималось равным количеству конвейеров для прибытия ГЕ. При этом длительность каждого прогона модели соответствовала двум рабочим сменам – 16 часам.

Взаимосвязь между структурными элементами имитационной модели и моделируемой ПС Структурный элемент модели 1 Заявки – предметы производства – заготовки нескольких типов, поступающие в грузовых единицах (ГЕ) – технологической таре – через определенные интервалы времени, характеризующиеся нормальным вероятностным законом; при этом количество заготовок, содержащихся в одной ГЕ, соответствует равномерному закону распределения.

2 Ресурсы – обрабатывающее оборудование – обрабатывающие модули нескольких видов для реализации последовательных операций токарной, фрезерной и шлифо-вальной обработки над поступающими в систему предметами – подъемно-транспортное оборудование (ПТО): штабелеры, осуществляющие транспортировку ГЕ непосредственно на обрабатывающие модули, и 3 Потоковые – структура технологического процесса – последовательность диаграммы технологических операций, осуществляемых над ГЕ с предметами производства с использованием обрабатывающего оборудования и ПТО.

Входные и выходные параметры имитационной модели Наименование параметра п.п.

1 Входные параметры 1.1 Нерегулируемые (устанавливаются пользователем в процессе разработки модели) 1.1.1 характеристики объемно-планировочного решения объекта 1.1.2 пространственно-габаритные характеристики ГЕ, обрабатывающего оборудования и ПТО 1.1.3 характеристики структуры технологического процесса 1.2 Регулируемые (могут быть изменены пользователем в процессе прогона модели) 1.2.1 временные характеристики поступления и вместимость ГЕ 1.2.2 временные характеристики процесса механической обработки заготовок 1.2.3 количество и технические характеристики ПТО 2 Выходные параметры 2.1 Числовые значения 2.1.1 текущее количество принятых, обрабатываемых и отгруженных ГЕ 2.1.2 загруженность обрабатывающего оборудования и ПТО 2.1.3 производительность системы 2.2 Временные зависимости 2.2.1 статистические показатели (минимальное, среднее, максимальное значения) длины очереди ГЕ 2.2.2 статистические показатели (минимальное, среднее, максимальное значения) времени пребывания ГЕ в системе Обработанные в программе Microsoft Excel результаты имитационных экспериментов, представляющие собой зависимости среднего времени пребывания ГЕ в системе, а также производительности последней от количества ПТО различных видов, представлены на рис. 2, а и 2, б соответственно. Из указанных рисунков видно, что зависимости имеют нелинейный затухающий характер, проявляющийся ввиду учета особенностей объемнопланировочного решения объекта, а также особенностей работы ПТО, не учитываемых в существующих аналитических методиках. Полученные зависимости обеспечивают решение задачи определения потребного количества ПТО при известных проектных значениях пропускной способности и среднего времени пребывания ГЕ в системе.

Рис. 2. Зависимости, полученные в результате имитационных экспериментов варьирования параметров: а) – зависимость среднего времени пребывания ГЕ в системе (мин) от количества различных видов ПТО; б) – зависимость производительности системы (ед./ч) от количества Рис. 3. Зависимости, полученные в результате оптимизационного эксперимента На окончательных этапах исследования с целью автоматизации процедуры определения потребного количества ПТО в системе был реализован оптимизационный эксперимент, предполагающий выполнение итеративных прогонов имитационной модели с изменением количества ПТО (по принципам, аналогичным эксперименту варьирования параметров) и фиксацией значений пропускной способности системы (целевой функции) и средней загрузки ПТО по окончании очередной итерации (прогона модели) с последующим выбором наиболее предпочтительной итерации (конфигурации значений количества ПТО) по критерию максимизации пропускной способности при условии, что соответствующее значение средней загрузки ПТО не ниже предварительно установленного пользователем допустимого значения.

Результаты оптимизационного эксперимента (рис. 3), представляемые пользователю по окончании выполнения соответствующей серии прогонов имитационной модели, содержат номер лучшей допустимой в рамках поставленных ограничений итерации, соответствующее значение пропускной способности системы (целевой функции), а также графики зависимостей значений целевой функции, количества ПТМ, пропускной способности моделируемого объекта, а также фактических и допустимых значений средней загрузки ПТО от номера итерации.

Таким образом, эксперимент обеспечивает непосредственное определение оптимального количества ПТО при заданных условиях и ограничениях. Возможности решения других задач организационного проектирования и организации функционирования ПС с использованием разработанной имитационной модели будут подробно изучены на дальнейших этапах исследования.

1. Казаков, Н. Определяне на оптимални заводски партиди с отчитане на подемнотранспортните връзки в системата склад (разкроячен цех) – производствено звено [Текст] / Н. Казаков, С. Мангена, Г. Георгиев // Машиностроение. – 1994. – № 1. – С. 18–19.

2. Модели и методы теории логистики [Текст]: учеб. пособие / В.С. Лукинский [и др.]. – 2-е изд. – СПб.: Питер, 2007. – 448 с.

3. Пилипчук, С.Ф. Логистика предприятия [Текст]: учеб. пособие / С.Ф. Пилипчук. – СПб.: Издво Политехн. ун-та, 2008. – 231 с.

4. Пилипчук, С.Ф. О проектировании склада штучных грузов [Текст] / С.Ф. Пилипчук, А.Е. Радаев // Логистика и управление цепями поставок. – 2010. – № 04(39), август 2010 г. – С. 21–33.

5. Радаев, А.Е. Имитационное моделирование производственных систем [Текст]: учеб. пособие / А.Е. Радаев, В.В. Кобзев; под общ. ред. проф. В.В. Кобзева. – СПб.: Изд-во Политехн. ун-та, 2011. – 156 с.

6. Kazakov, N. A model for operational logistic planning of loading-unloading subsystem, described by Petri nets [Text] / N. Kazakov, P. Vladimirova, L. Dimitrov. – Sofia: Heron Press, 2006. – 265 p.

УДК 616- (Санкт-Петербургский государственный политехнический университет)

РАЗРАБОТКА ТРАНСПОРТНОЙ МЕХАТРОННОЙ СИСТЕМЫ ДЛЯ ИНВАЛИДОВ

С НАРУШЕНИЯМИ СТАТОДИНАМИЧЕСКОЙ ФУНКЦИИ

Проблема перемещения человека в инвалидной коляске в условиях городской среды в настоящее время является актуальной как никогда. Когда человек по тем или иным причинам садится в инвалидную коляску, перед ним остро встает вопрос перемещения.

Препятствия ждут его как при перемещении внутри дома: пороги, лестницы, узкие проемы, Материалы лучших докладов Недели науки СПбГПУ так и в городской среде: открытые люки, отсутствие пандусов [3], перемещение по лестницам и эскалаторам. Решение этой проблемы ведется по нескольким направлениям. С одной стороны, улучшаются условия городской среды в соответствии с требованиями для людей с ограниченными возможностями, с другой стороны, создаются специализированные транспортные средства, позволяющие преодолевать многие её препятствия.

Одной из проблем является перемещение по эскалатору в метрополитене или местах общественного пользования, где перемещение с уровня на уровень происходит с помощью эскалатора. Эскалатор сам по себе является сложным механизмом, а потому перемещение по нему связано с опасностью получить травму. Особенно это относится к перемещению по эскалатору крупногабаритных объектов таких как инвалидные коляски [1] или детские коляски. В Японии решение было найдено в конструкции самих эскалаторов [5]. При необходимости спуска или подъема инвалида соседние ступени эскалатора меняли свою конфигурацию таким образом, что составляли единую площадку для перемещения на ней инвалида в инвалидной коляске. Для безопасности инвалида ступень оснащалась упорами для невозможности «скатывания» с площадки. Другим способом решения этой проблемы является создание специализированных устройств, позволяющих перемещать инвалида в инвалидной коляске по ступеням эскалатора [4].

Целью данной работы была разработка платформы для наклонного перемещения, относящейся к техническим средствам реабилитации инвалидов и использующейся на эскалаторе метрополитена, а также в жилых, общественных и промышленных зданиях и сооружениях, снабженных эскалатором на пути перемещения людей (инвалидов) с нарушением статодинамической функции, использующих кресла-коляски.

Для достижения поставленной цели были поставлены и решены следующие задачи:

- анализ конструкции стационарных и мобильных подъемников для инвалидов, грузоподъемных платформ;

- разработка метода и алгоритма стабилизации горизонтального положения;

- разработка метода передвижения инвалида на инвалидной коляске на устройстве по горизонтальной поверхности.

Первым важным этапом работы был анализ устройств из смежных областей, а именно, мобильных лестничных подъёмников, а также грузоподъёмных платформ.

Из лестничных подъёмников был выделен тип мобильных лестничных подъёмников для самостоятельного перемещения, который является наиболее близким устройством по функциональным характеристикам, а именно устройством, которым инвалид может пользоваться самостоятельно без помощи третьих лиц. Возможность инвалида самостоятельно без помощи других пассажиров осуществлять функции по жизнеобеспечению является важным этапом социальной реабилитации.

Важной концепцией для нас стало использование подъёмного механизма, который включается при заезде инвалида с устройством на эскалатор. Данный механизм позволяет инвалиду оставаться в естественном вертикальном положении на всём пути перемещения.

При этом было принято решение использовать механизм рекуперации энергии [2], позволяющий снизить энергозатраты.

При разработке устройства было условно выделено три этапа (рис. 1) перемещения инвалида на устройстве, каждый из которых был детально проработан.

Рассмотрим каждый из этапов более подробно.

1 этап. Инвалид на инвалидной коляске заезжает с помощью стационарного пандуса на устройство, переводит страховочные поручни в положение для безопасного перемещения и далее, с помощью ручного управления (джойстик), управляет устройством и подъезжает к эскалатору.

Каждое ведущее колесо проектируемого устройства оснащено собственным моторМатериалы лучших докладов Недели науки СПбГПУ редуктором, благодаря чему разворот осуществляется с помощью подачи разнонаправленных моментов на выходной вал редуктора. При этом в передней части устройства расположена колёсная платформа особой конструкции: к платформе в форме равностороннего треугольника крепятся по трём углам поворотные ролики; c противоположенной стороны по центру прикреплено поворотное крепежное приспособление. Благодаря такой конструкции колёсная платформа позволяет разворачивать закрепленный на ней объект с минимальным радиусом.

2 этап. При подъезде к эскалатору срабатывает оптический датчик, и система управления переходит из ручного режима в автоматический. В автоматическом режиме устройство заезжает на эскалатор, происходит сцепление со ступенями. Оптический датчик считывает сигнал со ступени платформы, далее рассчитывает скорость и подает сигнал на мотор-редукторы с той скоростью и в тот момент, чтобы устройство заняло правильное расположение относительно ступеней эскалатора.

Поверхность лестничного полотна эскалатора должна быть в виде выступов и впадин.

Это позволило предложить в качестве метода сцепления использование колёс с особым профилем, позволяющим фиксироваться во впадинах лестничного полотна. Устройство закреплено и, таким образом, вместе с эскалатором образует единую систему платформы для наклонного перемещения инвалида на инвалидной коляске с одного уровня на другой.

3 этап. При переходе лестничного полотна из горизонтального положения в положение «лестница» начинает работать механизм стабилизации горизонтального положения платформы, который состоит из собственно подъёмного механизма и системы управления.

Таким образом, можно выделить следующие результаты работы:

- предложена конструкция устройства для перемещения инвалида на инвалидной коляске по ступеням эскалатора;

- разработана система стабилизации горизонтального положения платформы, с использованием пружинного аккумулятора для уменьшения энергозатрат;

- разработан алгоритм управления системой стабилизации горизонтального положения платформы;

- разработан алгоритм перемещения устройства по горизонтальной поверхности, т.е. до эскалатора и после него;

Материалы лучших докладов Недели науки СПбГПУ - создана 3D модель конструкции;

- создана визуализация процесса стабилизации горизонтального положения;

- рассмотрены вопросы безопасности при эксплуатации устройства.

Области возможного применения полученного результата:

- устройство может быть использовано в сооружениях, содержащих эскалатор на пути перемещения людей в инвалидных колясках, в том числе в метрополитенах;

- принцип стабилизации горизонтального положения, разработанный в данном проекте и используемый в устройстве, может найти применение в медицинских каталках при транспортировании больного по наклонной поверхности с обеспечением его неизменно горизонтального положения или с фиксированным углом наклона.

Стоит отметить, что это не конечный итог работы. В данный момент, используя результаты, полученные ранее, мы работаем над созданием нового устройства, позволяющего не только преодолеть один конкретный порог в виде эскалатора, но и давать возможность преодолеть основные препятствия городской среды. При этом при имеющихся медицинских возможностях инвалида мы ставим целью создать комплексное транспортное средство, позволяющее перемещаться самостоятельно, без помощи третьих лиц. Решить данную задачу мы собираемся средствами современной робототехники и мехатроники.

Основное направление, в котором мы сейчас работаем – это проблема преодоления препятствий, связанных с перепадом высот, а именно, перемещение по неровной местности, спуск и подъем по наклонным поверхностям, в т.ч. по лестницам; также мы рассматриваем проблему перемещения по эскалаторам и траволаторам как устройствам, позволяющим перемещаться с уровня на уровень.

Рассмотрим перемещение по наклонным поверхностям. Важной задачей мы считаем нахождение инвалида в естественном положении, т.е. сидение кресла-коляски должно быть в горизонтальной позиции на всем пути следования инвалида. Для этих целей используется разработанная нами ранее система стабилизации горизонтального положения. Стоит отметить, что при свободном спуске по наклонной поверхности коляска может разогнаться до достаточно большой скорости, что потребует в некоторых случаях экстренного торможения. Скорость кресла-коляски должна быть ограничена комфортной скоростью, которою человек может назначать сам, не превышая максимально допустимую, а нереализованную энергию, которая могла пойти на увеличения скорости, перевести в энергию подзарядки аккумулятора.

При спуске по лестнице появляется проблема не только перепада высоты, но и негладкой поверхности. Самым простым и доступным способом решения этой проблемы, ввиду дороговизны и сложности обслуживания автоматизированных систем, является создание гладкой поверхности тем или иным способом: жестко закрепленными рельсами, рельсами с регулируемой шириной, частичное забетонированные ступени и пр. Таким образом, мы возвращаемся к задаче, рассмотренной выше: необходимость перемещения по наклонной поверхности в комфортном положении с комфортной скоростью.

При перемещении по эскалаторам и траволаторам инвалид в инвалидной коляске является пассивным элементом. Важной становится задача заезда на движущуюся ленту и надежная фиксация, а также описанное ранее сохранение комфортного положения тела.

Заезд на эскалаторы и траволаторы и правильное позиционирование может быть решено благодаря широко используемым в настоящее время системам технического зрения, а фиксация на ступенях может быть обеспечена за счет особого профиля колес, который позволяет зафиксироваться в пазах ступеней эскалатора или пластинах траволатора.

Таким образом, наши разработки помогут существенно облегчить процесс перемещения инвалида в кресле-коляске в условиях современного мегаполиса, а также внести свой вклад в работу над проблемой энергосбережения.

1. ГОСТ Р ИСО7176-2000. Кресла-коляски.

2. Жавнер В.Л. Рекуперативные приводы для цикловых механизмов: учеб. пособие / В.Л. Жавнер, М.В. Жавнер, О.Н. Мацко. – СПб.: Изд-во Политехнического ун-та, 2011. – 84 с.

3. Инвалиды и общественный транспорт: проверка на совместимость: сб. статей. – Москва:

Перспектива, 2001. – 32 с.

4. Патент № 062439 (Россия) Тележка для транспортировки на эскалаторе инвалидов в креслекаталке / Кочемасов Р.А., Кочемасов А.Р. СПб. – Заявл. 12.10.2012, №000829.

5. Патент № 137982 А (Япония) Escalator with footstep for wheelchair/ Nishimura Shigeru, Hitachi building system Co LTD. – Заявл. 15.12.2008, №318582.

УДК (Санкт-Петербургский государственный политехнический университет)

ПРОЕКТИРОВАНИЕ, МОДЕЛИРОВАНИЕ И АНАЛИЗ РЕЗУЛЬТАТОВ

РОТОРНО-ПЛАСТИНЧАТОГО ДВИГАТЕЛЯ

Цель работы: создание анимированной 3D модели прототипа роторного двигателя (заявка на изобретение № 2013140526 от 03.09.2013 г.) с возможностью виртуального отображения его работоспособности, с максимальным приближением к реальности.

Повышение удельной мощности и экономичности двигателей внутреннего сгорания на пути совершенствования обычных поршневых моторов уже не имеет больших перспектив, и в этом направлении развития технического прогресса наиболее целесообразно разрабатывать возможности двигателя роторной схемы.

Роторные двигатели имеют массу преимуществ по сравнению с ДВС [4]:

- меньшая масса и размеры;

- меньший уровень вибрации;

- более высокая мощность;

- более высокая надежность;

- отсутствие газораспределительного механизма.

Изготовление современных ДВС – очень трудоемкий процесс, поскольку двигатель имеет большое количество подвижных и неподвижных деталей, для каждой из которых нужно соблюдать определенную точность и контролировать ее форму, например, коленчатый вал.

Для некоторых роторных двигателей также присутствуют высокие требования к геометрической точности изготовления деталей. Они делают его также сложным в производстве – требуется применение высокотехнологичного и высокоточного станочного оборудования. Так, для изготовления статора двигателя Ванкеля необходим станок, способный перемещать инструмент по сложной эпитрохоидальной траектории. Также в конструкции двигателя применяется треугольник Рёло, представляющий собой область пересечения трёх равных кругов с центрами в вершинах правильного треугольника и радиусами, равными его стороне.

Для создания 3D модели (рис. 1) была выбрана CAD система Pro/Engineer (PTC) [3]. На протяжении двух семестров мы изучали этот пакет и именно поэтому выбрали его для визуализации данного проекта. Были созданы следующие трёхмерные модели составляющих двигателя: статор, ротор, пластина, крышки. Далее стояла цель создать работающий механизм. Возможности PRO/E позволяют воспроизвести движения устройства.

Перед началом моделирования необходимо было задаться начальными параметрами и учесть прочностные характеристики некоторых деталей.

Поскольку в двигателе происходит сжатие и затем воспламенение (взрыв) смеси, значит, все пластины работают на изгиб. Из этого следует, что необходимо решить некоторую задачу оптимизации, а именно, подобрать оптимальную толщину пластины (должна обеспечивать работоспособность и не должна быть громоздкой).

Проведения прочностного расчета осуществлялось в CAD/CAE системе ANSYS. Для этого заранее созданная в Pro/E 3D модель была импортирована в редактор Ansys [2], также был выбран материал – СЧ 28-48. В дальнейшем 3D модель была разбита на сетку КЭ – SOLID 82.

В результате проведенных расчетов были получены напряжения в пластине (рис. 2, 3) и деформированное состояние, исходя из чего было принято решение о принятии начальных размеров.

Рис. 2. Напряжения изгиба в пластине Рис. 3. Нормальные напряжения в пластине При проектировании обусловились, что максимальный и минимальный объем камер должны относиться как минимум как 6:1 [1]. Для этого нами были выведены зависимости объемов от эксцентриситета и от диаметра ротора, проведена задача оптимизации объемов и подобраны оптимальные параметры.

В ходе оптимизации удалось добиться соотношения объемов 8:1 (рис. 4):

Рис. 4. Характерные размеры двигателя Путем простой замены крышек из двигателя можно при расчете объемов камер получить два других самостоятельных устройства:

накопительную емкость; насос, для этого заменяют одну из крышек на крышку, в которой выполнена всасывающая полость, как в обычном центробежном насосе.

В процессе моделирования двигателя, соответствующего данной конструкции, с помощью CAD системы ProEngineer (PTC) был выявлен ряд недостатков, которые снижали работоспособность двигателя. Для их устранения совместно с авторами изобретения был принят ряд конструктивных изменений:

- в ходе доработки форма пластины была изменена из-за изменения принципа впуска смеси в камеру двигателя (рис. 5, 6);

- по этой же причине были внесены некоторые изменения: вблизи радиальных пазов в роторе были выполнены отверстия, по которым смесь, поступающая через впускные клапана, поступает в камеру двигателя (рис. 7, 8);

- был изменен также принцип выпуска отработанной смеси. Для осуществления выпуска было решено сделать в крышке ряд сквозных отверстий через которые будет под давлением выходить отработанная смесь газов (рис. 9).

В ходе изменений находились оптимальные решения, улучшающие работоспособность двигателя. Основная задача стояла в сопряжении движущихся деталей устройства, проверке геометрии движущихся частей именно на виртуальной модели.

Для более детального рассмотрения всех неточностей конструкции было использовано специальное оборудование из области Virtual Engineering – CAVE 3D.

Технологии digital engineering в настоящее время доминируют в мире при разработке наукоемких изделий машиностроения в широком смысле. Расширением технологий digital engineering являются технологии virtual engineering, которые открывают новую фазу развития технологий моделирования и анализа. Среда Virtual Engineering определяется как открытая интерактивная функциональная среда, в которую интегрируется набор технологий виртуального прототипирования. Набор технологий виртуального прототипирования включает в себя, в первую очередь, технологии создания геометрических моделей средствами CAD/CADG-систем, проведение моделирования средствами MBS/CAE/CFD/FSI/HPC технологий в режиме распределенной работы группами исследователей (Collaborative work), проведение анализа результатов моделирования средствами 3DiVR программно-аппаратных комплексов и технологии принятия решений [5].

Главным отличием технологий virtual engineering от технологий digital engineering является вовлечение потенциала исследователя в новой фазе общего процесса проведения моделирования и анализа результатов моделирования и принятия решений средствами интерактивной среды виртуального окружения. При этом понимание результатов моделирования достигается естественным образом – путем полного погружения исследователя в киберпространство виртуального мира объекта и интерактивного взаимодействия с ним, как если бы это был реальный объект [6]. Технологии virtual engineering в настоящее время являются ключевыми технологиями создания конкурентоспособной продукции машиностроения ведущими машиностроительными компаниями мира.

В итоге с помощью программ, которые были использованы в процессе создания 3D модели и анимации, удалось упростить восприятие устройства, обнаружить и своевременно устранять скрытые конструкционные и технологические недоработки. Осуществление математического и виртуального моделирования процессов, происходящих во время работы устройств, в значительной степени облегчает задачу конструктора при проектировании новых устройств и механизмов, открывает широкие возможности для применения данного «софта» в различных областях науки и техники.

1. Шабров Н.Н. Метод конечных элементов в расчетах деталях тепловых двигателей. – Изд-во Машиностроение, 1983.

2. Елисеев К.В., Кузин А.К., Орлов С.Г. Вычислительная механика. Вычислительный практикум в системе Ansys. – СПб.: СПбГПУ, 2004.

3. Минеев М.А. Самоучитель по Pro/Engineer WILDFIRE 2.0/3.0/4.0. – Санкт-Петербург: изд-во Наука и техника, 2008.

4. Н.С.Ханин, С.Б.Чистозвонов, Автомобильные роторные и поршневые двигатели. – Изд-во «МАШГИЗ», 1964.

5. Шабров Н.Н. Программно-аппаратные комплексы виртуального окружения как ключевые технологии принятия решений. – Суперкомпьютеры. – № 1 (13), 2013.

6. Шабров Н.Н. Програмно-аппаратные комплексы виртуального окружения для анализа результатов предсказательного моделирования. – Суперкомпьютерные технологии в науке, образовании и промышленности. – Вып. 4. – 2012.

УДК 681. (Санкт-Петербургский государственный политехнический университет)

МОДЕЛИРОВАНИЕ И РАЗРАБОТКА СИСТЕМЫ УПРАВЛЕНИЯ

ВЕТРО-ЭЛЕКТРО УСТАНОВКОЙ

Использование альтернативных источников энергии приобретает в мире всё большее значение. Одним из таких является энергия ветра [3]. Большинство известных ВЭУ рассчитаны на работу при высоких скоростях ветра, что связанно со значительным увеличением вырабатываемой мощности при таких условиях. Но экономическая и практическая польза от применения ВЭУ может быть и в климате со слабыми и умеренными ветрами, например, при использовании в труднодоступной местности. В связи с этим возникает необходимость разработки ВЭУ, рассчитанной на работу при малых ветрах. Для достижения этой цели необходимо добиться максимального значения использования энергии ветра () при малых ветрах.

В общем случае реального ветроколеса зависит от его геометрии, профиля лопастей, их формы, количества, параметров аэродинамического обтекания лопастей и т.п. Для ветроколеса с заданной геометрией зависит от переменных параметров – быстроходности ветроколеса Z, плотности воздуха, угла установки лопасти и интенсивности турбулентности ветрового потока IU:

где Z= R = 2 nR – коэффициент быстроходности;   – угловая скорость ветроколеса, [рад/с]; R – радиус ометаемой площади ветроколеса ВЭУ [4, 5].

Как правило, зависимость коэффициента использования энергии ветра выражают функцией от быстроходности ВЭУ (Z) при фиксированных (стандартных) значениях плотности воздуха =1,225 кг/м3, интенсивности турбулентности ветрового потока Iv=12– 15%. Зависимость (Z) отражает эффективность ветроколеса вне зависимости от его размеров, формы и типа и имеет характерный максимум при определенном значении быстроходности (Zопт).

Рис. 1. Зависимость для ветроколеса с жестко-закрепленными лопастями (обычно =0о–10о) Основными задачами

работы являются моделирование и экспериментальная проверка предложенного алгоритма управления, а также моделирование специальных режимов работы ВЭУ, таких как аварийное торможение при превышении предельно допустимой скорости ветра.

Так как управлять плотностью воздуха   и  турбулентностью ветрового потока IU не представляется возможным, остаются параметры угла установки лопасти и быстроходности ветроколеса Z. Оптимальный угол будет достигаться при помощи флюгера, так как установка отдельного привода на маломощную ВЭУ не целесообразна. В качестве параметра для управления была принята быстроходность ветроколеса Z, которую можно регулировать при помощи изменения частоты вращения ветроколеса.

Для управления скоростью ветроколеса был использован синхронный генератор на постоянных магнитах, работающий на активный выпрямитель [1]. При помощи активного выпрямителя можно регулировать значение iq составляющей тока, задавая тем самым требуемые значения электромагнитного момента, который с учётом механического момента создаваемого ветром задают изменения скорости согласно формуле (2).

Были рассмотрены три способа определения оптимальной скорости ротора для получения максимального значения использования энергии ветра :

1. Аналитический метод – оптимальная скорость ротора определяется исходя из математической модели ветроколеса и показаний датчика скорости ветра. Недостатком данного метода является то, что реальный агрегат может иметь характеристики, отличные от теоретических, и необходимость установки датчика скорости ветра.

2. Поисковый алгоритм (поиск мгновенного максимума) – в этом случае учитывается параболическая зависимость характеристики отбираемой мощности к быстроходности.

Существует один экстремум и, соответственно, возможен его поиск за счёт изменения скорости и оценки реакции системы (изменения отбираемой мощности) в зависимости от этого изменения. Расчёт проводится за время, меньшее или сопоставимое со временем переходного процесса. Недостатком данного способа является необходимость постоянно и точно вычислять отбираемую мощность, а также большие пульсации тока, связанные с необходимостью резкого изменения частоты вращения ВК.

3. Поисковый алгоритм (поиск максимума на интервале времени) – данный метод также использует оценку изменения отбираемой мощности при изменение частоты вращения ветроколеса, но данная проверка проводится для усреднённого на интервале значения, с временем, превышающим время, необходимое ветроколесу для перехода на новую заданную частоту вращения.

Для проверки предложенных технических решений была создана модель в среде MATLAB/Simulink, представленная на рис. 2.

Рис. 2. Имитационная модель ВЭУ под управлением электронно-энергетического преобразователя На представленной модели ветроколесо генерирует выходной момент, поступающий на синхронный генератор, в зависимости от номинальных параметров заданных в модели, значения скорости и угла поворота ротора, а также относительной скорости вращения СГ.

Синхронный генератор управляется ЭЭП [2]. Поисковый алгоритм по показаниям блока расчёта мощности и скорости ротора формирует задание на скорость, которое поступает на регулятор скорости и. проходя через блок Protect, задаёт токи в фазах. Блок Protect защищает ветроколесо от перегрузки, задавая максимально допустимый ток при превышении заданного значения отбираемой мощности, что заставляет ветроколесо замедлиться, и в результате понижения значения снижается отбираемая мощность. Блок управления инвертором реализует векторное управление токами в фазах, где Id присваивается значение, равное нулю. На выходе блока УИ формируется ШИМ управляющая инвертором, который представляет собой 6 IGBT-транзисторов, соединённых встречно-параллельно с диодами.

Электронный энергетический преобразователь (ЭЭП) выполняется в виде конструктивно обособленного модуля. Он состоит из нескольких блоков (рис. 3):

- блока защиты от перенапряжений;

- активного выпрямителя;

- контроллера активного выпрямителя;

ЭЭП является электронно-силовым блоком и выполняет функцию преобразования вырабатываемой генератором электрической энергии в электрическую энергию с напряжением промышленного стандарта. Наличие в ЭЭП микропроцессорного контроллера, соединенного с датчиками фазных токов и положения ротора, позволяет регулировать токи в обмотках генератора.

Для данных методов определения оптимальной скорости ветра были получены следующие значения коэффициента использование энергии ветра.

1. Аналитический метод (теоретическая ошибка принята равной 10%) – Cp=0.46.

2. Поисковый алгоритм (поиск мгновенного максимума) – Cp=0.44.

3. Поисковый алгоритм (поиск максимума на интервале времени) – Cp=0.42.

Рис. 3. Структурная схема электронного энергетического преобразователя в составе ВЭУ На рис. 4 представлены графики изменения скорости ветроколеса при работе различных алгоритмов управления ВЭУ.

Рис. 4. Частота вращения ветроколеса от времени для различных методов управления Выводы. В рамках данного исследования была смоделирована работа ВЭУ на активный выпрямитель, который за счёт управления регулировал нагрузку для получения оптимальной быстроходности ветроколеса. Были рассмотрены три способа управления для достижения оптимального режима работы ВЭУ.

1. И.Г. Полетаев, А.Л. Логинов. Исследование регулировочных свойств электронно-машинного генератора. – ХLI Неделя науки СПбГПУ: материалы научно-практической конференции с международным участием. Ч. VIII. – СПб.: Изд-во Политехн. ун-та, 2012. – 187 с.

2. И. Е. Овчинников. Вентильные электрические двигатели и приводы на их основе: Курс лекций. – СПб.: КОРОНА-Век, 2007. – 336 с.

3. В.С.Кривцов, А.Н.Олейников, А.И.Яковлев. Неисчерпаемая энергия. Книга 2.

Ветроэнергетика. – Харьков, «ХАИ». – 2004. – 505 с.

4. В.П.Харитонов. Автономные ветроэлектрические установки. – М.: ГНУ ВИЭСХ, 2006. – 280 с.

5. А.С.Мартьянов. О преобразовании энергии в ветроэнергетических установках малой мощности. – Материалы 61-й науч. конф. секции технических наук. – Челябинск: Издательский центр ЮУрГУ, 2009. – Т. 2. – 304 с.

УДК 539. (Санкт-Петербургский государственный политехнический университет)

ИССЛЕДОВАНИЕ НЕЛИНЕЙНЫХ МОДЕЛЕЙ ДЕФОРМИРОВАНИЯ И ПРОЧНОСТИ

ЖЕЛЕЗОБЕТОНА ПОД ДЕЙСТВИЕМ НЕСТАЦИОНАРНЫХ НАГРУЗОК

В данной работе рассматривается проблема численного моделирования и расчета железобетонных конструкций и элементов АЭС под действием широкого спектра статических и динамических нагрузок. Пристальное внимание уделено следующим аспектам проблемы: разработка методики учета арматуры в бетоне; исследование численных методов учета явления трещинообразования и его влияния на прочность железобетона; разработка рекомендаций по настройке алгоритмов численного расчета железобетонных конструкций;

исследование работы бетона под действием быстро изменяющихся, знакопеременных нагрузок; верификация полученных численных решений на основе экспериментальных данных. Производится обзор существующих моделей деформирования и прочности железобетона, реализованных в ряде программных комплексов конечно-элементного анализа.

Исследование проводилось на основе КЭ расчетов на прочность ряда железобетонных конструкций (балок, колонн, обечаек, плит, крупномасштабных бетонных массивов) с различными конфигурациями армирования. В расчетах учитывались следующие механические особенности бетона [1]: нелинейная зависимость между напряжениями и деформациями; различное сопротивление бетона растяжению и сжатию; способность к трещинообразованию (деформационная анизотропия); увеличение объема при трехосном сжатии (дилатация); значительная зависимость прочностных свойств бетона от температуры;

ползучесть и усадка бетона. Сталь арматуры принималась упруго-пластическим материалом.

На первом этапе исследования был проведен обзор существующих моделей деформирования и прочности железобетона, реализованных в ряде программных систем конечно-элементного анализа (ANSYS, LS-DYNA, ABAQUS). Рассмотренные модели основываются на различных исходных предположениях (математических моделях) о нелинейных свойствах бетона и его взаимодействии с арматурой. Каждая модель содержит достаточно обширный набор внутренних параметров, значения которых, как правило, не входят в список исходной информации для КЭ-расчета ж/б конструкций.

Формирование реалистичной нелинейной модели бетона с учетом его взаимодействия с арматурой позволяет проводить достоверные расчеты ж/б конструкций на широкий спектр статических и динамических (в т.ч. циклических и ударных) нагрузок. Калибровка параметров моделей бетона требует обладания результатами достоверных экспериментальных исследований.

Для калибровки параметров различных нелинейных моделей бетона требуется проведение как минимум четырех натурных экспериментов:

1) испытание на одноосное растяжении;

2) испытание на растяжение при изгибе;

3) испытание на растяжение при раскалывании;

4) испытание на сжатие.

Результатами экспериментов должны стать диаграммы деформирования бетона и описание наблюдаемого процесса трещинообразования. Большое значение имеет получение названых диаграмм при варьировании температур бетона. Проведение испытаний осуществляется по методике, описанной в [2].

Наряду с испытаниями кубиковых и призматических образцов, большое значение для идентификации параметров моделей деформирования и прочности бетона и валидации результатов имеет испытание ж/б балок, плит, колонн на монотонное силовое нагружение.

На втором этапе исследования в программном комплексе ABAQUS [3] решалась задача о квазистатическом изгибе железобетонной плиты силой, приложенной в ее центре (рис. 1).

Целью исследования являлось изучение влияния различных параметров конечноэлементной постановки задачи на сходимость расчета и его результат.

Рис. 1. Касательные (а) и главные сжимающие (б) напряжения в ж/б плите, Па В ходе исследования было проведено 156 численных экспериментов, в которых варьировались следующие параметры КЭ модели и алгоритма решения:

• тип конечных элементов (Shell/Solid);

• порядок конечных элементов (линейные/квадратичные);

• количество элементов в модели;

• граничные условия (заделка/шарнирное опирание на границе плиты; с учетом/без учета гравитационной нагрузки);

• параметры арматуры (количество слоёв армирования; площадь поперечного сечения стержней арматуры; дистанция между стержнями арматуры в слое);

• задание ниспадающей ветви диаграммы «деформации – напряжения» в области растягивающих напряжений;

• настройка параметров модифицированного алгоритма Рикса (modified Riks method) [4] численного решения физически нелинейных задач.

Трещинообразование является важнейшей особенностью бетона, поэтому реалистичное описание работы бетона после образования трещины определяет достоверность расчета в целом. В рассматриваемой модели образование трещины происходит, когда в данном элементе КЭ модели достигается поверхность прочности в пространстве напряжений, называемая «поверхностью трещинообразования» (crack detection surface). Эта поверхность определяется линейной зависимостью между гидростатическим давлением и эквивалентным по Мизесу напряжением. При выполнении условия возникновения трещины её ориентация фиксируется и учитывается в дальнейшем расчете. В каждой точке интегрирования может присутствовать не более трех трещин, причем трещины всегда ориентированы в трех ортогональных направлениях.

Модель «Concrete smeared cracking» реализует логику «распределенного трещинообразования»: в процессе расчета не возникают отдельные макротрещины.

Присутствие трещины влияет на ход численного решения посредством изменения жесткости материала в данной точке интегрирования КЭ модели.

В рассматриваемой модели бетона работа материала на сжатие описывается линейным участком кривой «деформации-напряжения», затем нелинейным участком с достижением предела прочности на сжатие, и далее ниспадающей ветвью диаграммы деформирования.

Работа бетона на растяжение описывается линейным участком вплоть до достижения предела прочности на растяжение и последующей ниспадающей (кусочно-линейной) ветвью диаграммы деформирования. Ниспадающая ветвь приближенно описывает влияние трещин на работу бетона.

На рис. 2 показана диаграмма «деформации-напряжения» при растяжении [3].

Рис. 2. Диаграмма деформирования бетона при Замечено [2], что применение определяемого по удельной энергии разрушения, приводит к меньшей зависимости результатов от структуры КЭ разбиения. Этот эффект наиболее заметен при расчете слабо армированных конструкций. Кроме того, в рамках этого подхода рекомендуется проводить расчеты слабо армированных конструкций. Можно показать, что данный критерий позволяет описать ниспадающую ветвь диаграммы деформирования в переменных «напряженияперемещения» (рис. 3).

Рис. 3. К описанию энергетического критерия Damage Plasticity»). В расчетах применялись как неявные (комплекс «Abaqus Standard»), так и явные («Abaqus Explicit») схемы численного интегрирования. Выработаны рекомендации по областям применимости вышеназванных численных методов.

Применение явных схем в данной задаче позволяет существенно увеличить скорость расчета. Согласно полученным результатам, явный метод расчета обеспечивает лучшую сходимость по сравнению с неявным методом: амплитуды перемещений и нагрузок, достигнутые при явном расчете, заметно превышают данные величины при неявном расчете.

Более того, во всех проведенных экспериментах наблюдалась сходимость численных решений.

Установлено, что в области сравнительно малых нагрузок результаты расчетов явным и неявным методом близки. Неявный метод более консервативно описывает процесс трещинообразования и разрушения бетона. Вместе с тем, добиться сходимости неявного метода при значительных амплитудах нагрузок представляется очень трудным и не всегда осуществимым. Уточнение модели приводит к сближению результатов для явной и неявной схем в области сходимости последней. В то же время уточнение КЭ модели существенно замедляет процесс явного решения. Таким образом, применение явных схем при расчете статических нелинейных задач механики железобетона целесообразно при амплитуде нагрузок на конструкцию, превышающих предел сходимости неявного метода. Особо эффективны явные схемы при расчете КЭ моделей со сравнительно небольшим числом степеней свободы.