close

Вход

Забыли?

вход по аккаунту

?

4241

код для вставкиСкачать
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Техника и технология, № 5, 2012
Машиностроение и машиноведение
Машиноведение,
системы приводов и детали машин
Попов А.В., кандидат технических наук,
доцент
Ханин Д.М.
(Волгоградский государственный технический университет)
АНАЛИЗ СИЛОВОГО ВЗАИМОДЕЙСТВИЯ КЛИНА
ШЕСТИУГОЛЬНОГО СЕЧЕНИЯ В МЕХАНИЗМЕ СВОБОДНОГО ХОДА
В настоящей работе авторами рассматриваются условия работы клинового механизма
свободного хода (МСХ) в быстроходных механических передачах широкого назначения, в
том числе и импульсных бесступенчатых, в которых элементы МСХ подвергаются наибольшим нагрузкам.
Работа механизмов свободного хода состоит из четырех периодов: замыкания, замкнутого состояния (заклинивания), размыкания (расклинивания), и свободного хода. Наиболее
важным для проектирования являются первые два [1].
На рис. 1 представлена расчетная схема МСХ в заклиненном состоянии. Клин 1 контактирует с ведомой обоймой 2. Крутящий момент T приложен по часовой стрелке к ведущей
части, состоящей из ведущего эксцентрика 3 и промежуточного кольца 4. Тогда сила FM,
прижимающая клин 1 и необходимая для передачи крутящего момента с ведущей части на
ведомое будет равна:
FM = T / RF,
(1)
Рис. 1. – Расчетная схема механизма
где RF – средний радиус контакта клина с ведомой обоймой.
RF = (R - h/2)·cosβ,
(2)
здесь R – радиус наружной рабочей поверхности клина, h – высота проекции площадки контакта клина и обоймы на плоскость, перпендикулярную оси механизма, β – угол между линией, проходящей через геометрические центр вращения ведомой части и эксцентрика и линией, проходящей через геометрический центр ведомой части и геометрическим центром
пятна контакта клина с ведомой обоймой.
7
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Техника и технология, № 5, 2012
Радиальная составляющая Fд силы FM определится как:
Fд = FM cosβ,
(3)
В поперечном сечении А-А клина 1 в радиальной плоскости в условном центре пятна
контакта сила N давления клина на ведомую обойму 2 определится следующим образом:
N = Fд cosα,
(4)
где α – угол наклона рабочих поверхностей клина к плоскости, перпендикулярной оси вращения механизма.
Сила трения между клином и ведомой обоймой с учетом (1) – (4):
Fтр = f·N = f·Fд·cosα = f·FM ·cosα ·cosβ = f·T·cosα /(R – h/2),
где f – коэффициент трения между материалами клина и ведомой обоймы.
Тогда сила, с которой клин воздействует на части ведомой обоймы в осевом направлении, будет равна
T cos β sin 2α
T sin 2α
F
.
= N sin α = F cos β cos α sin α =
=
M
раздв
2R
F
2( R − h / 2)
На основе изложенного можно сделать заключение, что геометрические параметры механизма имеют непосредственную связь с передаваемым крутящим моментом и средним радиусом взаимодействия клина и частей ведомой обоймы, это предполагает уменьшение габаритов и повышение нагрузочной способности по сравнению с известными конструкциями с
контактом по образующим цилиндра. Также в конструкции клинового механизма свободного
хода большие внутренние силы замыкаются через кинематические пары, ряд которых должны нести функцию подшипников, что существенно ограничивает допустимые удельные давления, хотя передаваемая нагрузка, с учетом прочности клина, могла быть значительно
больше. Тем не менее, выполнение клина с шестиугольной формой поперечного сечения перераспределяет нагрузку между элементами механизма, что дает увеличение нагрузочной
способности. Включение в конструкцию механизма упругой связи между частями выходной
обоймы, предполагает снижение величины перекладки зазоров и уменьшение мертвого хода,
что отразится на стабильности и устойчивости работы.
Предложенный силовой анализ выявил основные зависимости между геометрическими
характеристиками механизма свободного хода и силовыми соотношениями взаимодействия
элементов перспективного механизма свободного хода, что позволит оптимизировать конструкцию на стадии проектирования и компоновки. Это положительно скажется на массогабаритных показателях трансмиссий и приводов [2, 3] транспортных и технологических машин,
что особо актуально для маломощной минитехники.
ЛИТЕРАТУРА
1.
Благонравов А.А. Механические бесступенчатые передачи / А.А. Благонравов. – Екатеринбург : УрО РАН, 2005. – 204 с.
2.
Попов А.В. Плавно регулируемая трансмиссия для минитрактора / А.В. Попов // Техника и технология. – 2010. – № 6. – С. 7–8.
3.
Попов А.В. Перспективная регулируемая трансмиссия со сферическими преобразующими механизмами / А.В. Попов, В.И. Пындак // Проблемы машиностроения и автоматизации. – 2009. – № 2. – С. 49–51.
8
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Техника и технология, № 5, 2012
Машины,
агрегаты и процессы
Прокопенко В.Г., кандидат технических
наук
(Южный федеральный университет)
ЗАВИСИМОСТЬ РАСПРЕДЕЛЕНИЯ ВЕРОЯТНОСТЕЙ ДВИЖЕНИЯ
НА ЭЛЕМЕНТАХ СОСТАВНОГО МУЛЬТИАТТРАКТОРА ОТ ПОЛОЖЕНИЯ
ГРАНИЦ МЕЖДУ ЛОКАЛЬНЫМИ АТТРАКТОРАМИ
Движение на составных (композиционных) мультиаттракторах [1] является совокупностью двух составляющих – хаотического движения на локальных аттракторах и случайных
переходов между ними [2]. Поэтому управление хаотическими колебаниями таких динамических систем возможно не только путем изменения параметров локальных хаотических аттракторов – элементов, из которых состоит мультиаттрактор, но и путем изменения динамики переходов фазовой траектории с аттрактора на аттрактор.
Рассмотрим реализацию этого подхода на примере составных мультиаттракторов на
основе хаотического аттрактора Лоренца [3]. Начнем с системы, имеющей мультиаттрактор,
объединяющий исходный аттрактор Лоренца и его копии, упорядоченные по координате
x [4]:
⎧ dx
⎪ dτ = A( y − H 1 ( x )) ;
⎪
⎪ dy
⎨ = H 1 ( x )(B − z ) − y ; ⎪ dτ
⎪ dz
⎪ dτ = H 1 ( x ) y − Cz ,
⎩
(1) ⎧⎪ ⎛
⎛
h ⎞
h ⎞
H k ( ξk ) = ξk + ( d k + 1) ⎨ P ⎜ ξk + sk + hk + k ⎟ + P ⎜ ξk + sk − hk − k ⎟ −
d ⎠
dk ⎠
⎝
⎪⎩ ⎝⎛
Mk ⎡
⎛
⎛
hk ⎞ ⎞ hk k⎤ N k ⎡ ⎛
h ⎞ ⎞ h ⎤ ⎪⎫
− ∑ ⎢ P ⎜ ξk + sk − ( 2 j − 1) ⎜ hk + ⎟ ⎟ + ⎥ − ∑ ⎢ P ⎜ ξk + sk + ( 2 j − 1) ⎜ hk + k ⎟ ⎟ − k ⎥ ⎬ , (2) d ⎠ ⎠ d k ⎦⎥ j = 0 ⎣⎢ ⎝
d k ⎠ ⎠ d k ⎦⎥ ⎪
⎝
⎝
j =0 ⎣
⎢ ⎝1 ⎛
⎭
hk
hk ⎞ k
P ( ξk ) = ⎜ ξk +
− ξk −
dk
d k ⎟⎠
2⎝
– редуплицирующий оператор, отвечающий за образование копий аттрактора исходной
динамической системы, упорядоченных по координате ξk (для системы (1) k=1, ξ1=x), и их
объединение в единый мультиаттрактор [5].
9
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Техника и технология, № 5, 2012
φmax
z
40
h
а)
A0
20
φmax
40
б)
h
A1
20
2h/d
40
в)
A0
A1
20
1
2
φ
φ
40
A0
A1
г)
20
x
0
-20
10
0
20
40
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Техника и технология, № 5, 2012
Возьмем для начала простейший мультиаттрактор, содержащий исходный аттрактор
и одну его копию (рис.1), приняв А=10, В=30, С=2.6 и M1=1, N1=0, h1=17, s1=0, d1=10. Так
как хаотический аттрактор Лоренца симметричен по координате x, он и его копия пересекаются с границами своих фазовых ячеек строго симметрично (на рис.1 это границы 1). То есть
границы ячеек отсекают равные доли на обращенных друг к другу сторонах обоих аттракторов. При этом переходы фазовых траекторий между аттракторами равновероятны и изображающая точка находится в обоих областях притяжения в среднем одинаковое время.
Теперь введем отклонения φ границ от симметричного положения (рис.1, г, границы 2). Для этого преобразуем оператор (2) к виду
⎧ ⎛
⎞ ⎛
⎞
h
h
Hk (ξk ) = ξk + (dk + 1)⎨P⎜⎜ξk + sk + hk + k − φmk ,0 ⎟⎟ + P⎜⎜ξk + sk − hk − k − φnk ,0 ⎟⎟ −
dk
dk
⎠ ⎝
⎠
⎩ ⎝
Mk ⎡ ⎛
⎞ h ⎤
⎛
h ⎞
− ∑ ⎢P⎜⎜ξk + sk − (2 j − 1)⎜⎜ hk + k ⎟⎟ − φmk , j ⎟⎟ + k ⎥ −
dk ⎠
⎝
j =0 ⎢
⎠ dk ⎥⎦
⎣ ⎝
Nk ⎡ ⎛
⎞ h ⎤⎫⎪
⎛
h ⎞
− ∑ ⎢P⎜⎜ξk + sk + (2 j − 1)⎜⎜ hk + k ⎟⎟ − φnk , j ⎟⎟ − k ⎥⎬ ,
dk ⎠
⎝
j =0 ⎢
⎠ dk ⎥⎦⎪⎭
⎣ ⎝
(3)
и положим φm1,0=φm1,0=0, φm1,1= φ .
При ненулевом значении φ границы ячеек будут отсекать уже неравные доли аттракторов А0 и А1. Но чем больше площадь области пересечения аттрактора с границей ячейки,
тем больше вероятность того, что фазовая траектория попадет в эту область и покинет аттрактор. В результате изображающая (фазовая) точка станет в среднем чаще переходить с
аттрактора, имеющего большую площадь пересечения с границей, на аттрактор, от которого
отсечена меньшая доля.
Следствием этого является существование зависимости вероятностей пребывания фазовой точки на локальных аттракторах А0 и А1 от величины и направления смещения границ
фазовых ячеек относительно симметричного положения (рис.2). При увеличении φ вероятность найти фазовую точку на одном из этих двух аттракторов перераспределяется в пользу
того из них, от которого отсечена меньшая часть. В случае системы (1), (3) эта зависимость
хорошо аппроксимируется следующими выражениями (рис.2, сплошные линии):
(1 + ν )α
(1 + ν )α + (1 − ν )α
(1 − ν )α
p1 (ν ) =
(1 + ν )α + (1 − ν )α
p0 (ν ) =
ν=
φ
;
(4)
;
,
φmax
где p0 и p1 – вероятности обнаружения изображающей точки на аттракторах А0 и А1, соотве-
Ti
T →∞ T
тственно, определяемые как pi = lim
, где
T = ∑ Ti ,
Ti – время пребывания фазовой
i
траектории на i–м локальном аттракторе; φmax – величина заглубления границ фазовых ячеек
11
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Техника и технология, № 5, 2012
в аттракторы при симметричном положении границ; значения ν лежат в интервале ] – 1;1
[; α=2.
1
p1
0.8
p(ν)
p0
0.6
0.4
0.2
0
-1
-0.5
0
0.5
1
ν
Рис.2
Распределения (4) справедливы также для всех других вариантов простейших (содержащих только два локальных аттрактора) мультиаттракторов на основе аттрактора Лоренца.
В частности, получаемых при копировании исходного аттрактора по направлению у+μх (для
этого в уравнениях (1) вместо переменной y необходимо подставить H2(y+μx)-μx). Например,
при А=10, В=30, С=2.6, M2=1, N2=0, h2=21, s2=0, d2=10, μ= -0.2). Или по направлению
z (для этого в уравнениях (1) переменную z нужно заменить оператором H3(z)). Например,
при А=10, В=30, С=2.6, M3=1, N3=0, h3=19.1, s3=27.3) [1].
Для простейших мультиаттракторов на основе аттрактора Лоренца распределения вероятностей инвариантны к изменению φmax , причем коэффициент α сохраняет значение 2.
В случае большего, чем два, количества локальных аттракторов в составе
мультиаттрактора системы (1), (3), также наблюдается перераспределение вероятностей
в пользу наименее «усеченных» локальных аттракторов.
1
p2
p5
0.8
0.6
р(ν)
0.4
p3
0.2
p4
р1
0
-1
-0.8
-0.6
-0.4
-0.2
0
ν
Рис.3
0.2
0.4
0.6
0.8
1
На рис.3 приведена зависимость распределения вероятностей найти фазовую точку на
элементах мультиаттрактора системы (1), (3), состоящего из пяти локальных аттракторов
12
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Техника и технология, № 5, 2012
Лоренца, от величины смещения границ содержащих их ячеек фазового пространства
относительно симметричного положения, в том случае, когда все границы одновременно
смещаются на одинаковое расстояние в направлениях, показаных на рис.4,а (показанное на
рис.4, а смещение границ соответствует положительным значениям φ; отрицательным φ
соответствует смещение границ в обратном направлении).
H1(x)
X
А)
X
Б)
0
Z
А1
А2
А3
А4
А5
40
20
0
-80
-60
-40
-20
0
20
40
60
80
РИС.4
Чтобы получить такой вариант смещения границ следует в выражении (3) принять
φm1,0=φn1,0=0, φm1,1=φm1,2=φn1,1=φ, φn1,2= –φ. Пример проекции соответствующего
мультиаттрактора на плоскость (x,z) показан на рис.4,б. Он соответствует А=10, В=30, С=2.6,
M1=2, N1=2, h1=17, s1=0, d1=10, φ=0.7 (при этом φmax≈2.14 и ν≈0.33). На рис.8 показано
несколько примеров распределения вероятностей на элементах мультиаттрактора системы
(8), соответствующих различным вариантам смещения границ ячеек относительно
симметричного положения.
1
0,5
φ=0
p
p
p
p
p
1
0.5
p
φ=-0.5
p
p
p
0
0
а)
1
0,5
p
p
p
б)
φ=0.7
p
0
1
φ=1.4
p
0.5
p
p
p
p
p
p
0
в)
г)
Рис.8
Совершенно аналогичная картина наблюдается в случае более сложно устроенных
мультиаттракторов – с «двумерным» и пространственным расположением локальных аттракторов. Например, в динамической системе:
13
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Техника и технология, № 5, 2012
⎧ dx
⎪ dτ = A[H 2 ( y + μx ) − (1 + μ )H 1 ( x )] ;
⎪
⎪ dy
= H 1 ( x )[B − z + μ ] − H 2 ( y + μx );
⎨
⎪ dτ
⎪ dz
⎪ dτ = [H 2 ( y + μx ) − μH 1 ( x )]H 1 ( x ) − Cz ,
⎩
(8)
с «двумерным» расположением локальных аттракторов при А=10, В=30, С=2.6, M1=2, N1=2,
h1=17, s1=0, d1=10, M2=2, N2=2, h2=21, s2=0, d2=10, μ= -0.2, движение также также «предпочитает» локальные аттракторы, имеющих минимальную площадь сечения с границами своей
фазовой ячейки (рис.9).
φ=0
φ=0.8
А11
А12
А13
А14
А15
A11
A12
A13
A14
A15
А21
А22
А23
А24
А25
A21
A22
A23
A24
A25
А31
A32
А33
A34
А35
A31
A32
A33
A34
A35
A41
A42
A43
A44
A45
A41
A42
A43
A44
A45
A51
A52
A53
A54
A55
A51
A52
A53
A54
A55
а
б
φ= –0.8
φ=1
A11
A12
A13
A14
A15
A11
A12
A13
A14
A15
A21
A22
A23
A24
A25
A21
A22
A23
A24
A25
A31
A32
A33
A34
A35
A31
A32
A33
A34
A35
A41
A42
A43
A44
A45
A41
A42
A43
A44
A45
A51
A52
A53
A54
A55
A51
A52
A53
A54
A55
в
г
Рис 9. Распределения вероятностей на «двумерном» мультиаттракторе системы (9)
при различных вариантах смещения границ. Направления смещения границ показаны стрелками
Итак, в самых различных вариантах составных мультиаттракторов – от простейших,
содержащих только два локальных аттрактора, до значительно более сложных, с большим
количеством элементов, существует зависимость вероятностей локализации движения на локальных аттракторах от положения границ содержащих их ячеек фазового пространства.
14
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Техника и технология, № 5, 2012
При этом, уже в простейшем случае одинакового по модулю смещения положения
границ между соседними локальными аттракторами, можно получать значительное разнообразие распределений вероятностей на множестве локальных аттракторов. В частности, переходить от близкого к равномерному распределения (рис.8,а, рис.9,а) к локализации движения
преимущественно на одном из локальных аттракторов (рис.8, б-г, рис.9,б,в), а также реализовать некоторые более сложные ситуации (рис.9,г).
Очевидно, что в более общем случае произвольных по величине и направлению
смещениях границ каждой фазовой ячейки возможна реализация практически любого
наперед заданного распределения вероятностей на множестве локальных аттракторов. Причем для этого достаточно модификацировать только операторы редупликации, без какоголибо специального вмешательства в динамику движения на хаотических аттракторах, образующих мультиаттрактор.
Соответствие между параметрами редуплицирующих операторов, определяющими
величины смещения границ фазовых ячеек, и распределениями вероятностей на элементах
составного мультиаттрактора является детерминированным и задает закон управления. Однако объектом управления являются не элементы самого движения, а вероятности их осуществления. Состояние такой динамической системы, независимо от управляющего воздействия, может самопроизвольно изменяться по всему набору разрешенных состояний. Роль
управляющего воздействия в данном случае состоит в том, чтобы, задав распределение вероятностей, назначить предпочтительное состояние системы, в котором она будет находится в
течение большей части времени своей эволюции. Способность время от времени спонтанно
изменять свое состояние может использоваться, например, для корректировки поведения
системы путем сравнения результативности различных стратегий поведения (если им сопоставлены те или иные элементы мультиаттрактора) в условиях непредсказуемого или плохо
идентифицируемого изменения параметров операционной среды, по «собственной инициативе» такой системы.
ЛИТЕРАТУРА
1. Прокопенко В.Г. Редупликация хаотических аттракторов и построение составных
мультиаттракторов // Нелинейная динамика. 2012. Т.8. №3.
2. Анищенко В.С. Сложные колебания в простых системах. – М.: URSS. 2009. 320с.
3. Edward N. Lorenz. Deterministic nonperiodic flow// Journal of the Atmospheric Sciences.
1963. 20. P.130-141.
4. Прокопенко В.Г. Статистические характеристики хаотических колебаний в
автостохастических системах с многосегментной нелинейностью // Вестник МГТУ им.
Н.Э.Баумана, Сер. «Естественные науки», 2010, №4, с. 106–119.
5. Прокопенко В.Г. Генератор хаотических колебаний // Пат. РФ № 2403672, Опубл.
10.11.2010, Бюл.31.
15
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Техника и технология, № 5, 2012
Радиотехника и связь
Радиотехника, в том числе системы
и устройства телевидения
Бурдин А.М., кандидат технических наук
(Московский государственный индустриальный университет)
ЭЛЕКТРОМОБИЛЬ: РЕАЛЬНОСТЬ И ПЕРСПЕКТИВЫ
Десять лет назад в моде у автомобильных инженеров был дизельный двигатель, потом
машины с гибридной силовой установкой, а в настоящее время стал популярен новый тренд электромобиль. Все крупные, уважающие себя автомобильные компании начинают осваивать этот новый для себя сегмент автомобильного рынка. Однако исследования и испытания
в данном направлении стоят больших денег. Даже международные концерны с миллиардными оборотами не в состоянии в одиночку финансировать такие проекты, поэтому даже конкурирующие между собой компании объединяются в надежде найти оптимальное решение,
так же ведут свои научные поиски и молодые и независимые фирмы. Ведущую роль в этом
составляют европейские и японские производители, их интерес к электромобилям понятен в континентальной Европе и в Японии очень скудные запасы сероводородов, крупные мегаполисы задыхаются от автомобильных выхлопов, вот поэтому европейцы с японцами пытаются найти альтернативные источник энергии для своих машин.
Если говорить об электромобиле как части мировой электросистемы, то в этом плане
у них большое будущее, и они сильно на неё повлияют. Так, если хотя бы четверть автопарка
какого-нибудь крупного мегаполиса будут составлять автомобили с электрической силовой
установкой, и при этом большинство из них будет заряжаться ночью, то ночные и дневные
тарифы на электроэнергию будут постепенно сравниваться, поскольку многократно вырастет спрос на электроэнергию ночью. И соответственно с изменением цен на электричество
изменятся цены на другие продукты. Таким образом, электрокары повлияют не только на
рынок электроэнергии, но и косвенно коснутся потребительского рынка товаров. Но тут возникает другая сторона проблемы – откуда брать электричество? В Европе получают электроэнергию в основном благодаря тепловым и атомным электростанциям. После последней катастрофы на Фукусиме доверие к АЭС среди европейцев и японцев крайне снизилось. И поэтому рождается множество проектов получения электроэнергии из альтернативных источников. Один из перспективных проектов - это превращение пустыни Сахара в гигантскую
солнечную электростанцию, которая сможет питать энергией часть Европы, посредством кабеля, проложенного по дну Средиземного моря. Но осуществление этого проекта осложняет
нестабильная политическая ситуация на севере Африки.
Любопытна концепция использования электромобилей в качестве резервных источников электроэнергии. По задумке компаний Toyota и Mitsubishi электрокар с полностью заряженной батареей способен обеспечивать дом электричеством в течение нескольких дней во
время пиковых нагрузок электросети или отключения электроснабжения. Эта теория подтвердилась на практике в Японии во время энергетического кризиса, вызванного последствиями цунами марта 2011 года. Не так давно концерн General Motors совместно с энергетической компанией ABB Group представили рабочую модель установки резервного питания
жилых домов на базе тяговой батареи Chevrolet Volt, тем самым инженеры GM собираются
продлевать жизнь аккумуляторов электромобилей после 8-10 лет эксплуатации на автомобиле, используя их в быту. По оценкам специалистов, бывшая в употреблении батарея сможет
послужить в качестве источника бесперебойного питания еще 12-15 лет.
16
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Техника и технология, № 5, 2012
У электромобилей на пути их становления основным видом транспорта немало конкурентов. Основной противник – это двигатели внутреннего сгорания. С каждым годом они
совершенствуются, становясь всё экономичней и экологичней. Коэй Сага, глава отдела инноваций Toyota однажды сказал: «Думаю, мы никогда не откажемся от ДВС». Нормы выброса
всё строже, и двигатель внутреннего сгорания за пять лет преобразился больше, чем за предыдущие пятьдесят. Требования к качеству топлива, так же становятся выше. В нем всё
меньше содержание серы, тяжёлых металлов и прочих вредных веществ, прогрессирует конструкция выхлопной системы, тем самым минимизируется ущерб природе от работы двигателя, но цены на бензин не спешат падать. Однако, усложнение конструкции двигателей, и
выхлопных систем для соответствия нормам «Евро-5» и «Евро-6» отражается на стоимости
эксплуатации и ремонта автомобилей.
Оптимальное решение для автомобиля на сегодняшний день – это гибридная силовая
установка. Такая схема совмещает в себе преимущества и автомобилей с ДВС и электромобилей. Многие автомобильные производители включили в свой модельный ряд автомобили с
гибридной силовой установкой, созданные на базе серийных машин с ДВС. Однако, такой
подход не совсем верен и необходимо создавать гибридомобили «с нуля», хоть это и обходится дороже, но при этом можно разработать оптимальное компоновочное решение машины с гибридной силовой установкой. Самый перспективный вариант современной машины
на сегодняшний день – это подзаряжаемый гибрид. В его конструкцию включен тяговый аккумулятор, который способен обеспечить движение автомобиля на 40–50 километров (что
вполне достаточно в условиях города), по достижение чего включается двигатель внутреннего сгорания, который работает в качестве электрогенератора.
Будущее у электромобилей однозначно есть, у них большой потенциал. Самый серьёзный «тормоз» электротранспорта – это аккумуляторы, они крайне дороги в производстве,
возникают проблемы с утилизацией, запас энергии довольно мал, поэтому необходимо использовать дополнительные источники энергии для подзарядки батарей. Например, самый
очевидный источник – это солнечная энергия, так же нужно использовать энергию встречного потока воздуха, который преодолевает автомобиль во время движения, попробовать попытаться извлечь электроэнергию от работы подвески. В этой области любопытна разработка панельных аккумуляторов компании BAE Systems. Они представляют собой листовой
карбон-композит, и ему можно придавать любую форму, то есть теоретически весь кузов
машины можно превратить в аккумулятор. Эти кузовные панели позволят отказаться от
обычных батарей, снизить вес автомобиля и повысить экономичность. У панельных аккумуляторов те же недостатки, что и у обычных батарей – недостаточная ёмкость и малый срок
годности.
Электротранспорт с каждым годом совершенствуются, становиться надежней, дешевле, популярней. Сегодня это не просто модный тренд, а вопрос нашего будущего, запасы
нефти и газа ограничены, так или иначе, человечество столкнётся с вопросом альтернативного источника энергии для транспорта, поэтому стоит об этом позаботиться раньше. Уже на
улицах Москвы можно воочию увидеть электрокары. Пусть они несовершенны, дороги, но
это вопрос времени, как и любая другая техника, электромобили эволюционируют и совершенствуются. И однажды мы всё-таки сможем сказать: электромобиль не роскошь, а средство передвижения.
ЛИТЕРАТУРА
01.
Санников В. Сахара на экспорт // Популярная механика. 2012. №05. С. 46–52
02.
Ресурс
сети
интернет:
http://ecoconceptcars.ru/2011/07/otrabotannyeakkumulyatory-chevrolet-volt-budut-obespechivat-doma-elektrichestvom.html
17
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Техника и технология, № 5, 2012
Приборостроение, метрология
и информационно-измерительные
приборы и системы
Системы, сети и устройства телекоммуникаций
Гейтенко А.Е., аспирант Поволжского
государственного университета телекоммуникаций и информатики
АНАЛИЗ ДИНАМИЧЕСКИХ СВОЙСТВ СИСТЕМЫ ПАРАЛЛЕЛЬНО
СОЕДИНЕННЫХ ИСТОЧНИКОВ БЕСПЕРЕБОЙНОГО ПИТАНИЯ
В системе бесперебойного питания с выходным напряжением синусоидальной формы используются несколько параллельно соединенных источников бесперебойного питания. Введение внутренней обратной связи по току конденсатора выходного фильтра инвертора позволяет получить устойчивую работу каждого источника и всей системы. Применение внешней обратной связи по току, равному разности выходного тока каждого источника и соответствующей части общего тока
позволило добиться токов инверторов практически равных заданному значению в регулярных и переходных режимах.
Ключевые слова: источник бесперебойного питания, преобразователь напряжения, инвертор,
широтно-импульсная модуляция (ШИМ), передаточная функция, логарифмическая амплитудно частотная характеристика, численное моделирование.
ANALYSIS OF THE DYNAMIC PROPERTIES OF A SYSTEM OF PARALLELCONNECTED UNINTERRUPTIBLE POWER SUPPLY
In the system of uninterrupted power with sine wave output using multiple parallel-connected uninterruptible power supply. The introduction of the internal current feedback capacitor output filter inverter provides a stable operation of each source and the entire system. The use of an external current feedback, the
output current equals the difference between each source and the corresponding part of the total current
inverter currents led to almost equal the specified value in regular and transient conditions.
Keywords: uninterruptible power supply, voltage converter, inverter, pulse width modulation (PWM),
the transfer function, the logarithmic amplitude - time-frequency characterization, numerical modeling.
Задача построения системы бесперебойного питания переменного тока, включающая
несколько устройств или однотипных модулей соединенных параллельно вызывает в настоящее время большой интерес. Такой подход позволяет добиться более высоких показателей надежности системы путем резервирования и автоматического отключения вышедшего
из строя источника бесперебойного питания [1]. Кроме того, система бесперебойного питания с несколькими источниками обладает свойством масштабирования, то есть построения
сборки, соответствующей заданной мощности и ее дополнения в случае необходимости. Одновременно любой из источников бесперебойного питания (ИБП) может использоваться автономно без подключения других.
В работах [1, 2] рассматривались системы ИБП с параллельным включением отдельных модулей, среди которых один является ведущим, остальные ведомыми. Слабым местом
таких систем бесперебойного питания является ведущий модуль, который не может быть автоматически заменен без перерыва в работе. В данной работе рассматривается система рав-
18
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Техника и технология, № 5, 2012
нозначных модулей и, таким образом, степень резервирования может равняться числу модулей.
Важнейшим элементом источника бесперебойного питания (ИБП) с выходом на переменном токе можно считать инвертор. С помощью инвертора путем широтно - импульсной
модуляции (ШИМ) на высокой частоте (в данном случае 5 кГц) формируется стабилизированное напряжение (VH= 311sin(2π·50·t)) квазисинусоидальной формы, которое затем фильтруется. Рассмотрим преобразователь (систему), содержащий несколько параллельно включенных входами и выходами идентичных инверторов (рисунок 1).
Инверторы построены по схеме с симметричным двухполярным питанием (+VП и –VП
на рисунке 1) и состоят из двух транзисторных ключей на основе полевых транзисторов VT1
и VT2 и диодов рекуперации VD1 и VD2. Управление ключами осуществляется с помощью
широтно – импульсного модулятора в составе блока управления ШИМ. С помощью инвертора формируются три значения напряжения: (коммутация) напряжения +VП или –VП, и при
запертых транзисторах напряжение разряда энергии дросселя в нагрузку через диоды рекуперации.
Рис.1
Обязательным элементом параллельно соединяемых инверторов (стабилизированных
источников напряжения) является система выравнивания выходных токов. С помощью такой
системы осуществляется суммирование выходных токов in всех инверторов и деление на соN
ответствующий коэффициент, который равен числу n одинаковых инверторов: In=
∑i
n
/n.
1
В каждом инверторе производится сравнение выходного тока in и частного In от деления, которое является задающим по току сигналом управления. Разностный сигнал увеличивается, фильтруется (Нn) с целью подавления высокочастотных помех и подается на вход инвертора.
Выходные напряжения ИБП синхронизированы с электросетью, а согласование фаз их
генераторов производится через общую информационную шину. После отказа электросети,
то есть провала или пропадания напряжения, когда напряжение восстанавливается, осуществляется выравнивание фаз напряжения электросети и выходных напряжений системы ИБП.
С помощью выходного фильтра инвертора подавляются гармоники несущей частоты
(модуляции) и в тоже время снижаются искажения формы кривой напряжения, вносимые
изменением нагрузки, часто импульсным. Особенностью инверторов источников бесперебойного питания является чрезвычайно широкий диапазон изменения нагрузки, величина ко19
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Техника и технология, № 5, 2012
торой может меняться от максимальной до холостого хода, а характер нагрузки может быть
индуктивным, емкостным или нагрузкой может быть выпрямитель с емкостным фильтром.
Для анализа динамических свойств сложной системы с параллельными инверторами рассмотрим один инвертор (рисунок 2).
Параметры Г – образного выходного LC – фильтра инвертора в общем случае определяются заданным коэффициентом гармоник выходного напряжения. При этом величина индуктивности L дросселя ограничивается необходимой скоростью нарастания выходного напряжения при максимальной нагрузке. Значение емкости C определяется из условия ограничения выброса выходного напряжения при сбросе (или набросе) нагрузки [3]. Однако увеличение емкости C приводит к возрастанию тока ее перезаряда и, следовательно, к непроизводительному росту потерь в ключах инвертора.
Рис. 2
Линеаризированная модель инвертора содержит широтно-импульсный модулятор с
ключами инвертора и Г – образный LC – фильтр. Поскольку частота модуляции (5 кГц) много больше частоты выходного напряжения (50 Гц) модулятор и ключи представлены в виде
блока ШИМ, обладающего свойствами линейного усилителя с коэффициентом усиления,
равным дроби от деления напряжения питания VП на амплитуду линейно - изменяющегося
напряжения модулятора VG. В структурной схеме фильтра будем учитывать резистивную
часть RL сопротивления дросселя, а в случае конденсатора фильтра сопротивлением утечки
можно пренебречь. Тогда передаточная функция ШИМ-инвертора с Г – образным фильтром
и резистивной нагрузкой, по управляющему воздействию VM равна:
WИ= kМ ⁄ [LCp2+ (L⁄RH+ CRL)p+ (RL ⁄ RH+1)],
где: kM = VП⁄ VG – коэффициент передачи линеаризированного модулятора.
Передаточная функция замкнутой системы, включающей петлю отрицательной обратной связи по напряжению с коэффициентом передачи kV, будет иметь вид:
WИн= kМ ⁄ [LCp2+ (L/RH+ CRL)p+ (RL/ RH+ kMkV+ 1)]
Параметры инвертора указаны в таблице 1, а на рисунке 3 приведены логарифмические амплитудные и частотные характеристики.
Таблица 1
Наименование
параметра
L,Гн
C, мкФ RL, Ом
kM
kV
400
Значение параметра
20
0,02
20
0,01
0,05
kkC
kkИ
KkП
00,5
22
11
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Техника и технология, № 5, 2012
Четыре характеристики построены для резистивной нагрузки RH, величиной 10 Ом –
кривые 1, 100 Ом – кривые 2, 1000 Ом – кривые 3 и 10000 Ом – кривые 4.
Рис.3
Амплитудная характеристика инвертора содержит явно выраженный резонансный пик
с амплитудой Q= (1/RL)· (L/C)0,5 на холостом ходе.
На рисунке 4 показаны кривые: 1 – задающего напряжения Vi со ступенчатым нарастанием в момент времени 0,003 сек, 2-выходного тока инвертора iН, увеличенного в пять раз,
3 – выходного напряжения VН, уменьшенного в десять раз, 4 – импульсов, коммутируемых
ключами инвертора, уменьшенных в двадцать раз, 5 – тока конденсатора С фильтра, увеличенного в пять раз, 6 – сигнала подключения дополнительной нагрузки 50 Ом. Нагрузка инвертора равна RH= 100 Ом, а на интервале времени от 0,033 сек и до 0,047 сек – 33,3 Ом.
В указанные моменты времени переходные процессы характеризуются продолжительными
колебаниями на грани устойчивости. Для подавления колебаний можно воспользоваться пассивными методами демпфирования, такими как включение последовательно с дросселем и
конденсатором резисторов и других пассивных элементов. Однако это приводит к значительному увеличению потерь энергии.
3
2
1
4
5
6
Рис. 4
21
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Техника и технология, № 5, 2012
Активные методы демпфирования являются более эффективными не только с позиций
снижения потерь энергии, но и повышения динамических свойств и запаса устойчивости инвертора. Одним из известных методов демпфирования инвертора с ШИМ [3,4] является введение отрицательной обратной связи по току конденсатора фильтра (смотри рисунок 5).
На рисунке показан перенос входной точки обратной связи по току на один блок вправо, тогда передаточная функция цепи обратной связи будет равна: WC= kC· Cp.
Рис. 5
Передаточная функция линеаризированной модели инвертора с цепью отрицательной
обратной связи по току конденсатора будет равна:
WC= kM ⁄ [LCp2+ (L/RH+ RLC+ kMkC)p+ RL/ RH+ 1]
Нетрудно видеть, что коэффициент (L/RH+RLC+ kMkC) определяется величиной слагаемого kMkC, значительно большего, чем остальные. Следовательно динамические свойства
инвертора практически не зависят от нагрузки.
Для обеспечения точности и стабильности величины и формы выходного напряжения
в преобразователе (инверторе) источника бесперебойного питания используется элементы
пропорционально – интегрального регулирования (блоки kP и kИ/р). В результате передаточная функция преобразователя приобретает вид:
WП= kM(kИ+ kП·p)⁄ [LCp3+ (L/RH+RLC+ kMkC)p2+ (RL/ RH+ kПkМkV+1)p+ kМkИkV].
Логарифмические характеристики преобразователя с обратной связью по току конденсатора и пропорционально – интегральным звеном приведены на рисунке 5.
Рис.5
22
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Техника и технология, № 5, 2012
Здесь наблюдается значительный запас устойчивости по фазе и амплитуде, который
практически не зависит от нагрузки (кривые для использованных выше номиналов RH сливаются). На рисунке 6 показаны результаты численного моделирования процессов в преобразователе при нагрузке 100 Ом. Обозначения кривых совпадает с обозначениями, приведенными для рисунка 4.
1
3
2
4
5
6
Рис.6
На рисунке 7 показаны процессы в трех параллельно соединенных инверторах, образующих систему, структурная схема которой изображена на рисунке 1. На первой диаграмме
рисунка 7 изображены: 1 – задающее напряжение Vi1 со ступенчатым нарастанием в момент
времени 0,003 сек, 2 – суммарный выходной ток преобразователя (i1+ i2+ i3), увеличенный в
пять раз, 3 – выходное напряжение VН, уменьшенное в десять раз, 4 – ток конденсатора
С1 фильтра первого инвертора, увеличенный в пять раз.
На второй диаграмме рисунка 7 представлены: 5 – задающее напряжение Vi2, 6 – выходной токе второго инвертора i2, увеличенный в пять раз, 7 – сигнал подключения дополнительной нагрузки RH= 100 Ом, 8 – импульсы, коммутируемые ключами инвертора 2, уменьшенные в двадцать раз. На третьей диаграмме показаны: 9 – импульсы, коммутируемые
ключами инвертора 3, уменьшенные в двадцать раз, 10 – выходной ток первого инвертора i1,
увеличенный в пять раз, выходной ток второго инвертора и 11 – выходной ток третьего инвертора i3, увеличенный в пять раз.
Стационарная нагрузка преобразователя равна RH= 33,33 Ом. В преобразователе введены отдельные отклонения в параметрах инверторов, в частности задающий сигнал vi1 первого инвертора (кривая 1) имеет задержку в 0,4 мсек (2% от периода) относительно управляющих сигналов второго vi2 и третьего vi3 инверторов (кривая 5), а напряжение VП питания
третьего инвертора уменьшено и составляет величину +380 В и -380 В (5% от напряжения
питания).
23
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Техника и технология, № 5, 2012
Рис. 7
Коэффициент передачи Hn для каждого инвертора выбран равным 10 из условия
уменьшения разности выходных токов инверторов. Как видно на диаграммах рисунка
7 равенство выходных токов сохраняется в статическом и динамических режимах.
Выводы.
1. Для обеспечения устойчивой работы параллельно соединенных инверторов преобразователя рекомендуется использовать отрицательную обратную связь по току конденсатора
выходного фильтра инвертора.
2. С целью обеспечения точности величины выходного напряжения и его формы рекомендуется применять пропорционально интегральное звено в системе управления
инверторов.
24
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Техника и технология, № 5, 2012
3. Отклонения основных характеристик отдельных инверторов преобразователя в пределах достижимых для практики не приводят к значительному увеличению уравнительных
токов инверторов в статических и динамических режимах.
ЛИТЕРАТУРА
1. Моделирование энергетических процессов в фильтре активного типа источника
бесперебойного питания// Физика волновых процессов и радиотехнические системы. 2009 г.
Том 12, №4, с. 112–117 – Самара: изд-во «Самарский университет».
2. Моделирование и сравнительный анализ энергетических характеристик двухканального преобразователя при различных типах широтно – импульсной модуляции// Естественные и технические науки. 2010 г., №6, с. 437-443 – М.: Издательство «Спутник+».
3. Гейтенко Е.Н. Источники вторичного электропитания. Схемотехника и расчет. М.:
«Солон-Пресс», 2008 г., 446 с.
4. Shahil Shah. Design & Implementation of Parallel Operation of Inverters with Instantaneous Current Sharing Scheme Using Multiloop Control Strategy on FPGA Platform. Indian Institute
of Technology, Kanpur. July 2008
25
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Техника и технология, № 5, 2012
Процессы и машины
агроинженерных систем
Технологии и средства
технического обслуживания
в сельском хозяйстве
Тойгамбаев С.К., кандидат технических наук, профессор
(Московский государственный агроинженерный университет имени В.П. Горячкина)
ПРИСПОСОБЛЕНИЕ ДЛЯ ВЫПРЕССОВКИ ШКВОРНЕЙ ПЕРЕДНЕЙ БАЛКИ
АВТОМОБИЛЯ КАМАЗ КОНСТРУКТИВНЫЕ ОСОБЕННОСТИ ПЕРЕДНЕЙ ОСИ АВТОМОБИЛЕЙ КАМАЗ
Передняя ось является основной частью передней подвески и совместно со ступицами, колесами и рулевой трапецией обеспечивает управление автомобилем. Она состоит из
балки швеллерного сечения, двух поворотных кулаков вильчатого типа, двух цилиндрических шкворней и рулевой трапеции. Передняя ось представляет собой сложный агрегат,
влияющий на безопасность движения автомобиля. Техническая характеристика передней
оси автомобилей КамАЗ: продольный наклон шкворня относительно рамы 2°40'; поперечный наклон шкворня 8°; максимальный угол поворота передних колес 45°; развал колес 1°;
размер обода колеса 178–508 мм; допустимая нагрузка на одинарную шину 22500 Н, на сдвоенную шину – 20500 Н; допустимый дисбаланс ступицы с тормозным барабаном в сборе не
более 0,7 Н • м; допустимый дисбаланс колеса с шиной в сборе не более 0,3 Н • м; допустимый зазор между шкворнем и втулкой не более 0,25 мм. [1].
При ремонте передней балки автомобилей КАМаз автослесарные и автомастерские
ремонтные предприятия часто сталкиваются со сложностью демонтажа и монтажа шкворней
передней балки. Для облегчения и экономии рабочего времени предлагается агрегат для её
выпрессовки [1].
1.
Устройство и работа агрегата для выпрессовки шкворней передней
балки автомобилей.
Особенностью данного приспособления является то, что при замене шкворней передняя балка может не сниматься с автомобиля. Это позволяет уменьшить трудоемкость и
время процесса ремонта, и обеспечить безопасность людей.
Приспособление представляет собой сложную металлоконструкцию в состав которого
входит сварное основание в виде рамы, на которой крепится гидропривод, состоящий из
электродвигателя соединенного с насосом через муфту, резервуар для заливки масла, распределителя перепускных клапанов и гидроцилиндра. К раме крепится кронштейн, удерживающий гидроцилиндр и приспособление для зажима балки автомобиля. Агрегат в целом
может передвигаться так как к раме крепятся колеса. Общий вид представлен на рисунке 1.
26
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Техника и технология, № 5, 2012
Рис 1. Приспособление для выпресовки шкворней передней балки автомобиля.
1 – рама, 2 – гидробак, 3 – гидроцилиндр, 4 – колеса, 5 – Шток
Приспособление работает следующим образом:
Оператор закрепляет балку автомобиля так, чтобы шток гидроцилиндра
находился над верхней частью шкворня. Управление гидроцилиндром происходит
при помощи рычага. Рычаг связан с распределителем. Электродвигатель вращает насос. Насос забирает жидкость из гидробака и создает давление в нагнетательной полости гидроцилиндра. Поворачивая рычаг оператор открывает клапана в распределителе, и жидкость поступает в гидроцилиндр. Шток гидроцилиндра выдавливает шкворень. Для предохранения
гидросистема имеет предохранительные клапана, которые срабатывают при превышении
давления и сливают жидкость обратно в гидробак. При помощи электромотора гидроцилиндр может двигаться в вертикальном положении относительно рамы.
Рис 2. Схема гидросистемы агрегата
1– электродвигатель, 2 – насос, 3 – муфта, 4 – штуцер, 5,7,8,16,17 – шланги,
6 – гидроцилиндр, 9 – предохранительные клапана, 10 – гидробак, 11 – сливная пробка,
12 – заливная горловина с щупом, 13 – рычаг, 14 – гидрораспределитель,
15 – рама крепления гидрораспределителя
27
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Техника и технология, № 5, 2012
2. Расчёт режимов движения жидкости в масляных каналах
гидросистемы агрегата
Режим движения жидкости оценим по критерию Рейнольца:
Re
=
⋅ d
V
ν
,
(1)
где V – скорость движения жидкости, м/с; d – диаметр трубы, м d = 0,01м;
ν – кинематический коэффициент вязкости (при t=80C), ν = 5 ⋅10−7 .
Турбулентный режим движения жидкости возникает при Re ≥ 13800.
Определяем скорость движения жидкости.
V
=
Q
S
,
(2)
где Q – производительность насоса, 0,0003 м3/c;
S – площадь сечения трубы, м2.
π ⋅d2
−5
3,14 ⋅ 0,012
2
2
= 0,0000785 м = 7,85 ⋅ 10 м ;
4
4
3,82 ⋅ 0,01
0,0003
Re =
= 76433
V =
= 3,82 м/c;
−5
5 ⋅ 10 − 7
7,85 ⋅10
Режим движения жидкости в масляных каналах гидросистемы агрегата для выпресовки шкворней передней балки автомобилей – турбулентный, т.к. 76433 f 13800 . Это позволит эффективно выполнять выпресовку шкворней
3. Расчет сварного соединения стойки с рамой
Это соединение нагружено растягивающим усилием, которое возникает в результате
действия изгибающего момента, создаваемого массой силового цилиндра, массой прижимной
лапой и их цилиндров, а также массой детали, удерживаемой лапками съемника [2].
Допускаемое усилие при растяжении может быть подсчитано по формуле:
S=
=
Р1 = [δ]'р ℓ S,
(3)
где ℓ – длина шва; S, – толщина стыкуемых элементов;
[δ]'р – допускаемое напряжение для сварного шва.
При длине шва, равной тройной ширине швеллера (120 мм) и толщине 5 мм, при
допущенном напряжении для электрода типа 742, равном 0,9 × 420 МПа, получим:
Р1 = 0,9 × 420 × 10 × 0,36 × 0,005 = 6804 Н.
Схема действия сил на сварной шов:
R = 1600 × 0,7 / 0,12 × 2 = 4666 Н
Данное сварное соединение выдержит приложенную нагрузку.
ЛИТЕРАТУРА
1. Титунин Б.А., Старостин Н.Г., Мушниченко В.М., Ремонт автомобилей
КамАЗ. – Ленинград: Агропромиздат, 1987
2. Дарков А.В., Шпиро Г.С. Сопротивление материалов – М.: Высшая школа, 1985.
28
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Техника и технология, № 5, 2012
Транспорт
Эксплуатация автомобильного транспорта
Юшков В.С., аспирант Пермского национального исследовательского политехнического университета
ИССЛЕДОВАНИЕ ВЛИЯНИЯ ВИБРОПОЛОСЫ НА АВТОМОБИЛЬ С ПОМОЩЬЮ
МАТЕМАТИЧЕСКОЙ МОДЕЛИ
Устранение участков концентрации ДТП на автомобильных дорогах является составной частью федеральных, региональных и местных программ повышения, безопасности дорожного движения, разрабатываемых на основе Федерального закона «О безопасности дорожного движения» и направленных на комплексное решение проблемы сокращения количества дорожно-транспортных происшествий.
Анализ мероприятий, позволивших добиться снижение аварийности на автомобильных дорогах, связаны с внедрением мероприятий, направленных на принудительное ограничение скорости транспортных средств в местах повышенной опасности. Одним из путей решения этой проблемы является создание конструктивных элементов на дорожной одежде,
способствующих генерации колебаний транспортных средств в режимах некомфортного
восприятия водителем условий движения, что ведет к изменению параметров движения по
направлению и скорости. Для выбора оптимальных параметров такой конструкции необходимы математические модели включающие в себя характеристики автотранспортных средств
(АТС), скорость движения, общая длина, глубина, ширина и шаг неровности, материалы
элементов конструкции виброполосы.
В зависимости от места нанесения виброполосы бывают следующих видов
(см. рис. 1):
– прикромочная (или краевая) – такая виброполоса наносится на укрепленной части
обочины либо на полосе безопасности, примыкающей к разделительной полосе (слева по ходу движения транспортных средств).
– осевую – такая полоса размещается по оси дороги двух-или четырехполосных автомобильных дорог, не имеющих разделительной полосы. Данная виброполоса предотвращает
непреднамеренный съезд транспортного средства на встречную полосу движения.
– средняя – размещается по оси полосы движения на двухполосных автомобильных
дорогах, применяется в основном в тех случаях, когда параметры автомобильной дороги недостаточны для применения осевой или прикромочной виброполос. Этот вид полосы менее
распространен, но не менее эффективен, и предотвращает непреднамеренный съезд транспортного средства, как вправо, так и влево по направлению движения. Она располагается
между правого и левого колеса транспортного средства, поэтому задает вектор движения водителю. Это свойство очень эффективно в ночное время суток и в условиях недостаточной
видимости [1].
29
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Техника и технология, № 5, 2012
Рис. 1. Виды продольных виброполос
Цель статьи заключается в построение и исследование математической модели плоских колебаний подрессорного автомобиля в режимах подпрыгивания и галопирования.
Для исследования влияния параметров вибрации необходимо определить собственные
частоты и собственные формы колебаний автомобиля. Рассмотрим автомобиль как систему
упруго связанных жестких тел 1–5 (рис. 2, а). Здесь тело 1 схематически представляет собой
кузов автомобиля, а тела 2–5 колеса, массы которых примем сосредоточенными [2, 3].
Рис. 2. Расчетная схема
30
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Техника и технология, № 5, 2012
Движение такой системы в процессе колебаний характеризуется семью координатами:
y1 – вертикальное перемещение центра масс кузова; y2, y3, y4, y5 – вертикальные перемещения
центров колес; y6 – угол поворота кузова относительно поперечной оси; y7 – угол поворота
кузова относительно продольной оси.
Распределение масс автомобиля и жесткостей упругих связей практически симметрично относительно срединной продольной плоскости. Общий процесс колебаний можно
рассматривать состоящим из двух взаимно не связанных процессов:
1) продольных колебаний (рис. 2, в), характеризуемых вертикальным перемещением
кузова (y1), поворотом кузова вокруг поперечной оси (y6) и попарно равными перемещениями обоих передних колес (y2 = y1) и обоих задних колес (y3 = y5);
2) поперечных (боковых) колебаний (рис. 2, б), характеризуемых поворотом кузова
вокруг продольной оси (y7) и попарно равными перемещениями обоих левых колес (y2 = y3)
и обоих правых колес (y4 = y5).
Соответственно продольные колебания описываются четырьмя, а поперечные колебания тремя дифференциальными уравнениями. Рассмотрим продольные колебания динамической системы.
Обозначим жесткости передних и задних рессор соответственно через Сп и Сз, массы
кузова и колеса через m и mк. Радиус инерции кузова относительно поперечной оси, проходящей через его центр масс, обозначим через ρ. При этих обозначениях осадки передней
(Δ п ) и задней (Δ з ) рессор составляют:
Δ п = y1 + a ⋅ y 6 − y 2 ; Δ з = y1 − b ⋅ y 6 − y 3 ,
где a, b – расстояния от центра масс тела 1 до передней и задней осей.
Уравнения движения составим по формуле Лагранжа. Кинетическая энергия системы
складывается из следующих частей: кинетической энергии кузова, кинетической энергии передних и задних колес. Суммарная кинетическая энергия находится по формуле:
T=
[ (
)
)]
(
1
⋅ m ⋅ y12 + ρ ⋅ y 62 + 2 ⋅ m к ⋅ y 22 + y 32 .
2
(1)
Потенциальная энергия состоит из энергии деформации рессор и энергии сжатия шин.
Суммарная потенциальная энергия определяется по формуле:
(
)
П = С п ⋅ (y1 − y 2 + a ⋅ y 6 ) + C з ⋅ (y1 − y 3 − b ⋅ y 6 ) + C ⋅ y 22 + y 32 .
2
2
(2)
Частное решение этой системы:
y i = Ai ⋅ sin ( p ⋅ t + α ), i = 1,2,3,6.
(3)
Задача может быть упрощена, если считать шины недеформируемыми.
Частотное уравнение второй степени р2 имеет вид:
[ (
)
(
)] (
)
(
)
p 4 − 2 ⋅ p 2 ⋅ C п ⋅ a 2 + ρ 2 + C з ⋅ b 2 + ρ 2 / m ⋅ ρ 2 + 4 ⋅ C п ⋅ С з ⋅ (a + b) / m 2 ⋅ ρ 2 = 0.
2
Рассмотрим частный случай распределения масс, когда ρ 2 = a ⋅ b, т.е. когда радиус инерции автомобиля равен среднему геометрическому между величинами a и b. Отметим, что для
31
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Техника и технология, № 5, 2012
этого расстояние a + b между осями автомобиля должно быть меньше его общей длины (это на
самом деле имеет место в автомобилях современной компоновки). Тогда корни частотного
уравнения:
2 ⋅ C п ⋅ (a + b)
p1 =
;
(4)
m⋅b
p2 =
2 ⋅ C з ⋅ (a + b)
.
m⋅a
(5)
Для примера рассмотрим возможность применения параметров модели автомобиля
ГАЗ – 3221 «Газель». Технические характеристики, необходимые для расчетов, принимаем
в виде:
a = 2800 мм; b = 1900 мм ; m = 3250 кг.
Изменение жесткости передней подвески берем в пределах 10…14,4 кН/м, изменение жесткости задней подвески берем в пределах 30…34,4 кН/м.
После проведенных расчетов было получено, что при увеличении жесткости увеличивается и частота собственных колебаний, а увеличение массы автомобиля приводит к снижению
частоты собственных колебаний [4].
Выбор параметров виброполосы проводим при условии одночастотного колебания АТС.
Это значительно упрощает задачу, но позволяет установить предельные значения виброскорости
и виброускорения, действующие на физиологическую систему водителя с целью обеспечения
адекватного управления АТС.
Повышение уровня вибрации возможно лишь до определенного предела, достижение которого связано с отрицательным влиянием на водителя, вызывая ухудшение самочувствия и
снижение работоспособности. В связи с этим необходимо оценивать практически возможные
пределы повышения вибраций, снижающих уровень комфорта движения и свидетельствующих
об изменении траектории движения АТС в нежелательном и опасном направлении.
Рассмотрим структуру неровности виброполосы в соответствии с зависимостями:
а) q(l) = q 0 ⋅ cos(2 ⋅ π ⋅
V
⋅ t ),
H
б) q = q0 (1 − cos
2πx
),
H
(6)
где q0 – амплитуда отклонения поверхности от средней линии; V – скорость АТС;
H – шаг неровности; х – пройденный путь; t – время прохождения неровности.
Канал вибрации включает в себя колесо, корпус, амортизаторы и водителя АТС. По модели одночастотного колебания без демпфирования амплитуду колебаний водителя запишем в
p2
, где p1 – собственная частота колебания АТС; p – частота воздействия.
форме: Yв = q0 2
p1 − p 2
В реальных условиях система амортизации АТС существенно снижает амплитуду колебаний водителя. Если принять во внимание коэффициент снижения в диапазоне 50…2000, то
результатам расчета виброскорости можно установить некомфортную зону движения
(см. табл. 1) [5].
32
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Техника и технология, № 5, 2012
Таблица 1
Параметры колебательного процесса
Параметры
(см/с)
Yв
50
0,2
100
0,1
&
Y
в
104
52
Коэффициент снижения
150
500
1000
0,07
0,02
0,01
37
11
5
1500
0,006
2000
0,005
3
2,6
Перегрузку в центре тяжести АТС при движении по неровности (формула 6, б) с учетом обжатие пневматика без учета работы амортизатора запишем в следующем виде:
2
[
]
1 d 2 Y 1 1 ⎛ 2πV ⎞
2πV
nд =
= 2 ⎜
⋅ t.
⎟ h − (δ м.д. − δ пр. ) cos
2
g dt
H
g 2⎝ H ⎠
где δ м .д . , δ пр. – максимально допустимое и фактическое обжатие пневматика; g – 9,8
2
м/с ; h – 2q0.
2π 2V 2
h − (δ м.д. − δ пр. ) .
Максимальная перегрузка равна: nд max =
gH 2
Меру «неудобства» устанавливаем в пределах по октавным полосам частот при синусоидальном воздействии: 16 Гц – Y& = 5 см/с; 32 Гц – Y& = 3,5 см/с; 63 Гц – Y& = 2,5 см/с. При
этом амплитуда колебаний составляет: Y1 = 0,049 см; Y2 = 0,017 см; Y3 = 0,0063 см.
Порог восприятия виброскорости считается 10-4 м/с, порог болевого ощущения 1 м/с.
Сопоставляя результаты представленные в табл. 1 и меры дискомфорта, определяем, что коэффициент снижения амплитуд колебаний по принятой модели изменяется в пределах от
50 до 150. Это позволяет принять решение о назначении параметров шумовой полосы: шаг
20 см, глубина 5 см, длина полосы 1 км.
Одной из острейших социальных проблем в мире является проблема высокого уровня
аварийности на автомобильных дорогах всех стран мира, постоянно растущего числа погибших и пострадавших в дорожно-транспортных происшествиях. Проблема обеспечения безопасности дорожного движения становится глобальным вызовом для всего человечества.
[
]
ЛИТЕРАТУРА
1. Поезжаева Е.В., Юшков В.С. Исследование параметров шумовой полосы с помощью математической модели // Известия Самарского научного центра Российской Академии
Наук. Самара 2012 г. С. 422–424.
2. Юшков В.С. Новые подходы по нанесению горизонтальной дорожной разметки //
Приволжский научный вестник № 2. Издательский центр Научного просвещения. Ижевск
2012 г. С. 17–19.
3. Юшков В.С. Шумовые полосы для снижения аварийности на автомобильных дорогах // Журнал «Молодой ученый» № 3 Чита 2012 г. С. 86–87.
4. Юшков Б.С., Кычкин В.И., Юшков В.С., Отчик Е.А. Разработка математической
модели взаимодействия автомобиля и шумовой полосы // Вестник ПНИПУ «Охрана окружающей среды, транспорт, безопасность жизнедеятельности» № 2 Пермь 2012 г. С. 79–85.
5. Юшков Б.С., Юшков В.С., Кычкин В.И. Конструктивные особенности виброполосы
в качестве дорожной разметки // Журнал «Народное хозяйство. Вопросы инновационного
развития». Изд-во МИИ наука Москва № 2 2012 г. С. 71–75.
33
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Техника и технология, № 5, 2012
Строительство и архитектура
Теплоснабжение,
вентиляция, кондиционирование воздуха,
газоснабжение и освещение
Деньгаева О.В.., аспирант Российского
государственного университета нефти
и газа имени И.М. Губкина
ОСНОВЫ ТЕОРИИ И ПРАКТИКИ ОБРАЗОВАНИЯ УСТАЛОСТНЫХ
ТРЕЩИН НА МОРСКИХ НЕФТЕГАЗОВЫХ СООРУЖЕНИЯХ
Проведен анализ современных теорий возникновения и распространения усталостных трещин. В результате этого анализа установлено, что применительно к морским нефтегазовым сооружениям отсутствует теория, которая позволяла бы предметно описать природу этого явления и дать численно-аналитические зависимости влияния различных воздействий на параметры возникновения и развития усталостных трещин для условий морского месторождения. Существующие
исследования устанавливают взаимосвязь между количеством циклов волновой нагрузки и величинами максимально допустимых напряжений. Автором ставится задача систематизировать воздействия, влияющие на развитие усталостных трещин морских нефтегазовых сооружений, и дать заключение о степени их влияния на исследуемый процесс усталостного трещинообразования. Основываясь на анализе опыта эксплуатации конструкций, расположенных на шельфе Черного моря, автором сделан вывод о том, что помимо силового воздействия на процесс развития усталостных трещин влияют температурные, коррозионные и вибрационные воздействия. В статье кратко описывается механизм этого влияния. В результате делается вывод о том, какое из перечисленных воздействий играет ключевую роль в процессах трещинообразования на морских нефтегазовых сооружениях в различных зонах (надводной, подводной и зонах периодического смачивания).
Ключевые слова: усталостные трещины, морские нефтегазовые сооружения, температурное воздействие, вибрационное воздействия, коррозионное воздействия, переменные напряжения
FUNDAMENTALS OF THEORY AND PRACTICE OFTHE ORIGIN AND
SPREADFATIGUE CRACKS FOR OFFSHORE OIL AND GAS INSTALLATIONS
Me made the analysis of the contemporary theories of the origin and spread of fatigue cracks. As a
result of this analysis showed that, there is no theory for offshore oil and gas installations, which would allow to objectively describe the nature of this phenomenon and give analytical dependence of influence of
various factors on the parameters of spread of fatigue cracks in offshore conditions. The existing studies establish a link between the number of cycles of the wave load and the maximum permissible stress. The author
aims to systematize the impact, affecting the development of fatigue cracks offshore oil and gas installations,
and to give a conclusion on the degree of their influence on the study process of fatigue crack formation.
Based on the analysis of experience of operation of structures, located on the shelf of the Black sea, the author concludes that, in addition to force influence on the process of the development of fatigue cracks influenced by temperature, corrosion and vibration impacts. The article briefly describes the mechanism of this
influence. As a result the conclusion is made about the fact, which of the following effects plays a key role in
the processes of crack formation in the offshore oil and gas facilities in the various zones (surface, underwater and in the areas of periodic wetting).
Key words: fatigue cracks, offshore oil and gas structures, thermal effects, vibration impacts, corrosion effects, variable stress.
Длительная эксплуатация стальных морских нефтегазовых сооружений (МНГС) приводит к необходимости введения усталостного критерия. Усталостные трещины, образующиеся на различных участках МНГС, представляют собой достаточно серьезную опасность
34
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Техника и технология, № 5, 2012
и могут при определенных условиях привести к их разрушению. Кроме того, усталостные
трещины могут нарушить герметичность конструкции МНГС, вызывать течь с последующим
затоплением, что возможно произошло в случае катастрофы платформы «Кольская». Основным механизмом, вызывающим развитие усталостных трещин, является действие переменных нагрузок и воздействий. Как это показано в работе [1], существует принципиальная разница между понятиями «нагрузка» и «воздействия». Если вопросам влияния нагрузок, вызывающих переменные напряжения, и соответственно развитию усталостных трещин уделялось некоторое внимание, то вопросам «влияния воздействий», которые также создают различные переменные напряжения, по мнению автора, уделяется недостаточно внимания. В
настоящее время применительно к морским нефтегазовым сооружениям отсутствует методика, которая позволяла бы предметно описать как природу этих воздействий, так и дать численно-аналитические зависимости влияния этих воздействий на параметры возникновения и
развития усталостных трещин. Немногочисленные исследования отечественных и зарубежных авторов, изучавших эти вопросы, рассеяны по различным областям науки, а решения,
предложенные ими, не могут быть легко адаптированы применительно к МНГС[2, 3]. Поэтому автором ставится задача систематизировать воздействия, влияющие на развитие усталостных трещин морских нефтегазовых сооружений, и разработать математический аппарат,
позволяющий определить конкретные числовые значения переменных напряжений, вызываемыми этими воздействиями, и дать заключение о степени их влияния на исследуемый
процесс усталостного трещинообразования. Статистические данные об условиях эксплуатации морских нефтегазовых сооружений позволяю выделить три вида основных воздействий,
влияющих на развитие усталостных трещин- коррозионное, вибрационное и температурное.Рассмотрим их более подробно. Коррозионное воздействие. Как известно, погружение
металла в жидкость может привести к образованию в нем трещин даже при нулевых напряжениях. Агрессивная морская водная среда, характерная для условий эксплуатации МНГС,
вызывает коррозию металла. При наличии напряжений, вызванных различными нагрузками,
коррозионное воздействие приводит к образованию трещин. Как показал выполненный при
участии автора анализ материаловотчетов ООО «Институт «ШЕЛЬФ» по диагностике морских стационарных платформ, конструктивные элементы, находящиеся в одних и тех же зонах (атмосферная, подводная и переменного смачивания) имеют разную степень коррозионного поражения. В атмосферной зоне наблюдается различная степень коррозионного износа
и виды коррозионных поражений. Это обусловлено тем, что на скорость коррозии оказывают
влияние состояние и химический состав материала конструкции, интенсивность солнечной
радиации, время года, температура воздуха и воды, влажность воздуха, количество солевых
частиц, оседающих на поверхности элементов, конструктивная форма сварных соединений
и элементов, время работы, характер нагрузки элементов и другие факторы. Проведенный
структурный анализ элементов верхних строений показал, что средний коррозионный износ
верхних поясов ферм платформы МСП–4, находящейся в эксплуатации более 30 лет, составляет 10,8%, нижних поясов – 14,6%, раскосов – 10% и стоек 9%.На платформе МСП–5, находящейся в эксплуатации более 20 лет и установленной в том же районе, коррозионный износ элементов верхних строений более высокий (в среднем 18,9%), чем в упомянутой выше
платформы. Этот пример подтверждает утверждение, что интенсивность коррозионного поражения зависит от множества факторов. Максимальные величины коррозионного износа
отдельных элементов верхних строений находятся в пределах 25–40%. Средняя скорость
коррозии элементов верхних строений, находится в пределах 0.04 -0.13 мм/год. Оценивая
степень поражения металлоконструкций производственных опорных блоков МСП необходимо отметить, что все элементы платформ затронуты коррозией, однако интенсивность
коррозионного процесса во многом зависит от мест расположения элементов, их конструктивных особенностей и качества изготовления. Для конструкций МСП, при общем наличии
35
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Техника и технология, № 5, 2012
сплошной и язвенной коррозии, наблюдаются трещины коррозионной усталости и коррозионное растрескивание (рис.1– рис.4).
Рис.1. Общий вид морской платформы
Рис. 3. Трещины коррозионной усталости
Рис.2. Сплошная коррозия
морской платформы
Рис. 4. Коррозионное растрескивание
Фактическое состояние металлоконструкций надводных частей производственных
блоков в зоне переменного смачивания характеризуется значительным коррозионным износом, дефектами сварных швов, расслоениями трубного материала и значительными трещинами. Средний износ элементов в этой зоне составляет от 25 до 40%. Максимальный износ
отдельных элементов достигает 75–85%. Средняя скорость коррозии согласно данным полученным в процессе обследования составляет 0,15–0,35 мм/год. В 2008г. норвежским сообществом DET NORSKE VERITAS был разработан стандарт DNV–RP–C103 [4], в котором
в том числе содержится усталостный анализ от коррозионного воздействия для различных
36
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Техника и технология, № 5, 2012
элементов морских нефтегазовых сооружений. Документ [4] основан на проведении усталостных испытаний определенных образцов в лабораторных условиях до тех пор, пока не произойдет его разрушение. Существенным недостатком этих испытаний, как показала практика, оказалась статичность напряжений, в то время как на практике при эксплуатации МНГС
происходит постоянное перераспределение напряжений, что оказывает значительное влияние на динамику развития трещины. Кроме того, рассматривалась лишь взаимосвязь напряжений, создаваемых волновой нагрузкой, и коррозионного воздействия. Все остальные нагрузки и воздействия, влияющие на усталостную долговечность конструктивных элементов
МНГС, авторами данного нормативного документа не рассматривались. На основе проведенных испытаний авторами нормативного документа построены так называемые S–N кривые, которые увязывают количество циклов волновой нагрузки с максимально допустимой
величиной напряжений, действующих в сечениях конструктивных элементов МНГС, выше
которых характеристики усталостной трещины становятся критическими. Эти исследования
проводились с учетом коррозионного воздействия в условиях полностью погруженного в воду образца и элемента, находящегося в воздухе. Также учитываются влияние систем электрохимической защиты на скорость распространения трещины и роста ее до критической величины. Приведенные данные говорят о том, что при одинаковом числе циклов волновой нагрузки на морские нефтегазовые сооружения при наличии систем катодной защиты, существенно снижающей интенсивность коррозионных процессов, максимально допустимое напряжение значительно выше, чем при отсутствии подобных защитных систем. Это еще раз
подтверждает вывод о том, что коррозионное воздействие оказывает значительное влияние
на развитие усталостных трещин на МНГС. Одним из важных воздействий, влияющих на усталостное разрушение, является вибрационное воздействие. В процессе эксплуатации морские нефтегазовые сооружения под действием различных нагрузок, в первую очередь волновых и ветровых, испытывают циклические колебания напряжений, имеющие различное происхождение и частоту. Источниками вибрации на морских нефтегазовых сооружениях могут
быть: вибрации от механического оборудования, резонансные вибрации от волновой нагрузки, медленно меняющиеся силы вызванные волнами и ветром, приливно-отливные явления.
Одним из важнейших механизмов, вызывающих колебания, является образование и срыв
вихрей с поверхности конструктивного элемента МНГС, которые возникают при обтекании
установившимся гидродинамическим или ветровым потоком[1]. Под действием этих колебаний происходит циклическое изменение положения сечений конструктивных элементов
МНГС относительно их исходного положения. Амплитуда колебаний изменяется от нулевых до максимальных значений с различной частотой, вызывая при этом изменение величины и направления напряжений в сечениях конструктивных элементов МНГС. Суммарное напряжение, вызванное колебаниями, характеризуется двумя составляющими-статической
и динамической. Статическая составляющая является постоянной, а динамическая зависит от
амплитуды колебаний. Полное напряжение, которое при изучении вибрационных воздействий будем рассматривать как суммарное напряжение, полученное от вибрационного и всех
других видов нагрузок и воздействий. Полное напряжение изменяется два раза в течении одного периода колебаний в пределах от суммы статического и минимального вибронапряжения до суммы статического и максимального вибронапряжения. При этом в каждом последующем периоде полное напряжение уменьшается по мере затухания колебаний. В случае
возникновения резонанса колебания не затухают и значения минимального и максимального
вибронапряжений остаются постоянными. В общем случае можно говорить о том, что в конструктивных элементах МНГС действуют постоянные переменные вибронапряжения. При
таком воздействии в материале МНГС накапливаются усталостные повреждениями, которые
значительно снижают прочностные характеристики металла, и разрушение МНГС может
произойти при значениях меньших, чем значение максимально допустимого напряжения [1].
Усталость металла наступает при большом цикле изменения напряжений, независимо от со37
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Техника и технология, № 5, 2012
стояния материала, из которого выполнены МНГС. Даже в абсолютно новом материале могут иметься какие-либо дефекты. В процессе эксплуатации за счет изменения напряженного
состояния элемента при колебаниях происходит постепенное увеличение этих дефектов, изменение их размеров и формы которых носит случайный характер. Поэтому развитие усталостных трещин и дефектов характеризуется возможными случайными явлениями, обусловленным вероятностным характером самой природы усталости. Вероятностный, т.е. случайный характер усталостных разрушений не дает возможности точно рассчитать тот момент,
когда наступит усталостное разрушение от переменных вибронапряжений. К настоящему
моменту разработаны несколько теорий, позволяющих приблизительно определить время до
наступления усталостного разрушения. Наиболее достоверным среди этих методов является
метод испытания образцов материала либо непосредственно конструктивных элементов
МНГС, определяя количество циклов переменного вибронапряжения вплоть до непосредственного их разрушения.При рассмотрении усталостных явлений за пределами этих исследований остается изучение влияния переменных температурных полей. Поэтому автором ставится задача оценить степень влияния переменных температурных воздействий на развитие одного из самых опасных дефектов МНГС-усталостной трещины. Рассмотрим вопрос
воздействия температурных полей более подробно. По мнению авторов, целесообразно выделить три класса зон температурного воздействия: 1) подводную; 2) атмосферную; 3) переменного смачивания. Подводная зона характеризуется неоднородным температурным полем,
обусловленными различными течениями. Температуры в подводной зоне при значительных
глубинах как правило положительные. С уменьшением глубины температурный режим подводной зоны в значительной мере зависит от температуры окружающего воздуха. Так например, в районе Субботинского месторождения Черного моря наиболее сильные колебания
температур отмечаются на глубинах до 50 метров, ниже этой отметки изменения температуры практически не происходит. Начиная с зоны глубиною от 50 метров температура практически не меняется и находится в пределах +8 градусов Цельсия. И до глубины 1500метров
температура находится приблизительно в пределах +9 градусов Цельсия. Это говорит о том,
что с увеличением глубины влияние переменных температурных напряжений на развитие
усталостных разрушений падает. Температурный режим моря на глубине до 30 метров определяется в первую очередь фактором температуры атмосферного воздуха. Постепенно с увеличением глубины до 50 метров влияние этого фактора падает и температура приближается к
постоянной отметке +9 градусов Цельсия. Атмосферная зона характеризуется колебанием
температур от -650С до +5…+100С на Северных месторождениях и от +100С до +600С на месторождениях стран Персидского залива. Следует также отметить тот факт, что несмотря на
то, что температура атмосферного воздуха в районе Субботинского месторождения редко
прогревается более чем +400С, сами же конструктивные элементы МНГС (как это показали
проведенные непосредственно на месторождении автором измерения) под воздействием
солнечной радиации в пиковые часы солнечной активности нагреваются до +600С и даже более. В ночные же часы температура конструктивных элементов МНГС опускалась до
+200С…+250С. Приведенные данные говорят о том, что перепад температуры конструктивных элементов морских нефтегазовых сооружений дважды в течении суток может достигать
величиныΔТ=400С, что по предварительным расчетам, проведенных автором, вызывает переменные напряжения, которые могут достигать величин порядка 70 Н/мм2(расчеты проводились для элемента опорного блока морской стационарной платформы Субботинского месторождения, выполненного из стали Вст3сп5 и имеющего цилиндрическую форму диаметром 1220мм и толщиной стенки 12мм). Теоретически, наиболее неблагоприятная с точки
зрения кинетики воздействия температурных полей является зона периодического смачивания, т.к. она находится в зоне действия атмосферного температурного поля и температурного
поля набегающих волновых потоков, характеризующихся высокой частотой. Однако, как показали проведенные автором натурные измерения в районе Субботинского месторождения,
38
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Техника и технология, № 5, 2012
температурные поля морской воды и атмосферного воздуха в диапазоне -10м<Г.В.<15м
(Г.В. – горизонт воды) практически не отличаются друг от друга. Это обусловлено, вероятно,
превалирующим воздействием температуры атмосферы на температуру морской воды на
глубинах до 30м. Поэтому предположение о том, что зона переменного смачивания с точки
зрения воздействия переменных температурных полей является самой неблагоприятной для
образования усталостных трещин, по крайней мере, в условиях Субботинского месторождения по мнению автора можно считать ошибочным. Возможно, это предположение может
оказаться верным в условиях сильных вертикальных течений, поднимающих с глубины водную массу, имеющую более низкую чем в поверхностных слоях температуру, в сопровождении волнения, однако при натурных измерениях подобные результаты зафиксированы не
были, и данное предположение остается теоретическим. Изменение температурного поля окружающей МНГС среды приводит к изменению температурного поля самого морского нефтегазового сооружения, изменяя его текущее напряженное состояние. Опасными являются
напряжения растяжения, в результате которых в теле конструктивных элементов МНГС возникают трещины, которые можно назвать термоусталостными. Отметим, что растягивающие
напряжения появляются в момент понижения температуры конструктивных элементов
МНГС. Ситуация несколько усугубляется при рассмотрении морских нефтегазопроводов,
т.к. в этой ситуации помимо уже перечисленных случаев возникает третье температурное
поле со стороны перекачиваемого продукта. Как правило, это поле значительно отличается
от температуры окружающей среды и имеет некоторую свою величину, что обусловлено
увеличением вязкости нефти и невозможностью ее транспортировки по трубопроводам ниже
определенных температур или образованием газоконденсатных пробок при перекачке газа.
Кроме того, температура нефти, выходящей из скважины, может доходить до 100оС. Поэтому решение задачи о влиянии переменного температурного поля на надежность, безопасность и долговечность МНГС является актуальным и своевременным. Решение этой задачи
предлагается на основе классической теории термоупругости и сводится к следующим этапам. Первым шагом является определение температурных полей, действующих в сечениях
конструктивных элементов МНГС, методика определения которых описана в [5]. Второй шаг
заключается в определении зависимости между температурным полем и напряжениями,
возникающими от его действия, по формулам приведенным в [5,6]. Результаты численноаналитического моделирования, проведенного автором на примере нефтепровода выполненном из стали 09Г2С, диаметром 530мм и с толщиной стенки 25мм, показывают, что при разнице температуры между внутренней и внешней стенками нефтепровода все в 0,50С кольцевые напряжения составляют порядка 28 Н/мм2, а при разнице в 20С эти напряжения достигают значений порядка 140 Н/мм2. Экспериментальные замеры на нефтепроводе в районе Субботинского месторождения показали, что температура внешней стенки трубы зависит в первую очередь от температуры перекачиваемого продукта, и в меньшей степени от температуры окружающей среды. Таким образом, можно говорить о том, что настоящее время не разработано теории возникновения и развития усталостных трещин применительно МНГС, а
существующие исследования при рассмотрении данного вопроса учитывают лишь волновое
воздействие, пренебрегая температурным и вибрационным воздействиями. Автором предлагается новая теория развития усталостных трещин МНГС, в которой помимо силовых
учитываются коррозионные, температурные и вибрационные воздействия. В результате
проведенных исследований автором установлено, что при образовании усталостных трещин температурные воздействия наиболее активны в надводной зоне и подводной с глубиной
до 30м, коррозионные воздействия сильней всего оказывают влияние в зоне переменного
смачивания, а вибрационные воздействия способствуют росту усталостных трещин в зонах максимального влияния гидродинамических и ветровых потоков. Автор продолжает
39
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Техника и технология, № 5, 2012
проводить экспериментальные исследования в направлении усталостного трещинообразования МНГС, результаты которых будут опубликованы позднее.
Выражаю особую благодарность за совместную научную работу Староконь И.В.
ЛИТЕРАТУРА
1.
Бородавкин П.П. Морские нефтегазовые сооружения. Учебник для вузов. Часть 1. Конструирование – М.: ООО «Недра-Бизнесцентр», 2006. – 555 с.
2.
Староконь И.В. Анализ отечественной нормативной документации по безопасности
эксплуатации морских нефтегазовых сооружений (МНГС)// Естественные и технические науки– 2009. – №6 – С. 346–347.
3.
Староконь И.В. Анализ зарубежных норм оценки рисков морских нефтегазовых сооружений на основе изучения нормативной документации// Естественные и технические науки – 2009. – №6 – С. 343–345.
4.
DNV-RP-C103. Рекомендованная практика. Расчет усталостиморских стальных конструкций-Norway.: DNV,2008-158c.
5.
Коваленко А.Д. Основы термоупругости. Учебник для вузов – Киев.: «Наукова думка»,
1970. –308с.
6.
Окопный Ю.А. Механика материалов и конструкций. Учебник для вузов /Окопный
Ю.А., Радин В.П., Чирков В.П. – М.: «Машиностроение», 2001. – 408с.
40
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Техника и технология, № 5, 2012
Строительные материалы и изделия
Шоева Т.Е., кандидат технических наук,
заместитель директора ООО «Лаборатория ТЕХНО»
Каминский Ю.Д., кандидат технических
наук (Институт химии твердого тела и
механохимии Сибирского отделения
Российской академии наук)
ВЛИЯНИЕ ТЕХНОЛОГИЧЕСКИХ ФАКТОРОВ НА СВОЙСТВА
ЗОЛЬНЫХ КИРПИЧЕЙ ИЗ МЕХАНОАКТИВИРОВАННОГО
ВЯЖУЩЕГО
Сделан анализ влияния технологических факторов на плотность и прочность кирпичей, полученных из механоактивированого зольного вяжущего.
INFLUENCE OF TECHNOLOGICAL FACTORS ON PROPERTIES OF ASH BRICKS
FROM MECHANOACTIVATION BINDER
The analysis of influence of technological factors is done on a closeness and durability of the bricks
got from mechanoactivation ash binder.
Введение
Современная строительная индустрия ориентирована на разработку и внедрение ресурсосберегающих технологий, предусматривающих широкое использование местного природного и техногенного сырья. Для изготовления прочных и долговечных изделий на основе
такого сырья используют автоклавную обработку. В республике Тыва, строительная индустрия которой ориентирована на производство кирпича из местного сырья, использование данной технологии позволило бы сократить их стоимость. На кинетику синтеза цементирующих
веществ оказывают влияние ряд факторов: дисперсность исходных материалов и тщательность их смешения, степень их уплотнения при формовании и режим автоклавной обработки.
Цель работы - определение оптимальных технологических факторов получения прочного зольного кирпича из механоактивированного вяжущего.
Материалы и методы исследования
В качестве основного сырьевого материала использован отвальный золошлак гидроудаления Кызыльской ТЭЦ с модулем основности М0 = 0,22 и коэффициентом качества
Kk = 0,625. Химический состав золошлака, мас.%: SiO2 – 43.77; Al2O3 – 14.51; Fe2O3 – 9.86; CaO –
9.51; MgO – 3.45; K2O – 1.42; Na2O – 1.21; P2O5 – 0.097; TiO2 – 0.684; MnO – 0.134; BaO – 0.097;
п.п.п. – 15.1. В качестве щелочных реагентов использовали известь-пушонку, приготовленную
из известняка Хайыраканского месторождения и строительный гипс Ангарского завода. Соотношение компонентов составляет, мас.%: зола 74,5; известь-пушонка 18,9 и гипс 5,6. Полученную смесь активировали в центробежно-эллептической мельнице ЦЭМ–7 до удельной поверхности 11 м2/г.
Физико-технические свойства зольного кирпича определены в соответствии требованиям
ГОСТ 7025-91 [1], теплопроводность по ГОСТ 7076–99 [2].
41
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Техника и технология, № 5, 2012
Результаты исследования и их обсуждение
Для установления оптимальных режимов получения зольных кирпичей готовились лабораторные образцы-кубы размером 5х5х5 см методом полусухого прессования, влажность смеси
составляла 12 %. Были приняты следующие режимы: давление пресса 12,0; 18,0 и 24,0 МПа, выдержка под давлением – 10 с; давление автоклава 0,8 и 1,0 МПа. Режим обработки: подъем давления 2 ч, длительность изотермической выдержки составляла 8 ч, охлаждение автоклава происходило при естественных условиях. Результаты определения плотности и прочности при сжатии
полученных образцов представлены на рисунках 1 и 2.
Рис. 1. Зависимость плотности образцов от давления прессования и от давления в автоклаве
Рис. 2. Зависимость прочности образцов от давления прессования и от давления в автоклаве
Как видно из рисунков, увеличение давления прессования и давления в автоклаве способствуют увеличению плотности и прочности материала. Однако на характер изменения
данных физических величин большее влияние оказывает давление в автоклаве. При давлении
в автоклаве 0,8 МПа наблюдается плавный постепенный прирост плотности и прочности.
42
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Техника и технология, № 5, 2012
Для образцов выдержанных при 1,0 МПа характерно резкое увеличение данных показателей.
Отмечено, что для образцов, полученных при давлении прессования 18,0 МПа значения
плотности и прочности при сжатии не меняется в зависимости от давления в автоклаве.
Из литературных источников известно [3], что на прочность материалов, полученных
по автоклавной технологии, также оказывает влияние время изотермической выдержки. Для
исследования влияния продолжительности изотермической выдержки были приготовлены
образцы при давлении пресса 18,0 и 24,0 МПа. Для образцов, выдерживаемых в автоклаве
при давлении 0,8 МПа длительность изотермической выдержки составляла 8 и 10 часов. Результаты исследования представленные в таблице 1 показали, что увеличение изотермической выдержки при давлении в автоклаве 0,8 МПа приводит к незначительному росту прочности и составляет для образцов, полученных при давлении прессования 18,0 МПа 5%, для
24,0 МПа – 12%.
Таблица 1
Показатели прочности образцов при давлении в автоклаве 0,8 МПа
Время изотермической выдержки
Давление прессования, МПа
8 часов
10 часов
ρ, г/см3
Rсж, МПа
ρ, г/см3
Rсж, МПа
18,0
1,54
21,8
1,56
23
24,0
1,55
23,2
1,6
26,5
Так как увеличение времени изотермической выдержки в автоклаве при давлении
0,8 МПа не дало значительного прироста прочности, были проведены исследования при повышенном давлении 1,0 МПа. Время изотермической выдержки принято 6 и 8 часов. Результаты представлены в таблице 2.
Таблица 2
Показатели прочности образцов при давлении в автоклаве 1,0 МПа
Время изотермической выдержки
Давление прессования, МПа
6 часов
8 часов
ρ, г/см3
Rсж, МПа
ρ, г/см3
Rсж, МПа
18,0
1,55
19,9
1,54
21,8
24,0
1,61
24,6
1,62
35,1
Как видно из таблицы 2, увеличение времени изотермической выдержки при давлении
в автоклаве 1,0 МПа для образцов, полученных при давлении прессования 18,0 МПа, не приводит к существенным изменениям прочности. Для образцов, полученных при давлении
прессования 24,0 МПа, наблюдается значительное увеличение прочностных показателей, до
30%.
Исследования влияния режима автоклавной обработки на прочность зольного кирпича
показало, что для получения высокопрочного кирпича на основе механоактивированого вяжущего, автоклавную обработку нужно проводить при более высоких давлениях 1,0 МПа
и 8 часовой изотермической выдержки. Однако данные результаты получены на лабораторных образцах-кубах размером 5×5×5 см, в связи, с чем прочность может быть несколько за43
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Техника и технология, № 5, 2012
вышенной по сравнению с промышленными аналогами. Поэтому были приготовлены образцы полнотелых зольных кирпичей размером 65×12×25 см при давлении прессования
24,0 МПа, давлении в автоклаве 1,0 МПа и время изотермической выдержки – 8 часов. Результаты испытания данных кирпичей представлены в таблице 3.
Таблица 3
Физико-технические свойства зольного кирпича
Наименование показателей
Цвет
Плотность, кг/м3
Значения
Темно
серый
1600
Масса кирпича, кг
3.1
Прочность при сжатии, МПа
35
Прочность на изгиб, МПа
5,3
Теплопроводность, Вт/м·0С
0,5
Морозостойкость, циклы, не менее
15
Водопоглощение, %
18
Рис. 3. Внешний вид кирпичей
Таким образом, установлено, что оптимальными технологическими факторами получения высокопрочных кирпичей из механоактивированного вяжущего на основе золы Кызылской ТЭЦ являются давление прессования 24,0 МПа, давление в автоклаве 1,0 МПа
и время изотермической выдержки – 8 часов.
ЛИТЕРАТУРА
1. ГОСТ 7025–91 «Кирпич и камни керамические и силикатные. Методы определения
водопоглощения, плотности и контроля морозостойкости». – Москва: Издательство стандартов, 1991. – 17 с.
2. ГОСТ 7076–99 «Материалы и изделия строительные. Метод определения теплопроводности и термического сопротивления при стационарном тепловом режиме». – Москва:
Госстрой России, ГУП ЦПП, 2000. – 21с.
3. Волженский А.В., Буров Ю. С., Виноградов Б. Н., Гладких К. В. Бетоны и
изделия из шлаковых и зольных материалов (при твердении в пропарочных камерах и автоклавах). – М.: Изд-во литературы по строительству, 1969. – 392 с.
44
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Техника и технология, № 5, 2012
Науки о Земле
Технология освоения морских месторождений полезных
ископаемых
Мусина Е.В., доцент
Богданов Я.А., аспирант
(Российский государственный университет нефти и газа им. И.М. Губкина)
АВАРИЙНОСТЬ МОРСКИХ НЕФТЕГАЗОВЫХ СООРУЖЕНИЙ
В последние годы наметилась тенденция смещения основной доли добычи нефтегазовых ресурсов с сухопутных на морские и шельфовые месторождения. Морские нефтегазовые сооружения следует рассматривать как источники повышенной опасности, как для обслуживающего месторождения персонала, так и окружающей среды. Неуклонное увеличение
количества разрабатываемых морских и шельфовых месторождений, а также дальнейшей
транспортировки добываемых на них ресурсов, по-новому ставят проблему обеспечения
безопасности на этих производствах. Особенно остро встает проблема безопасной эксплуатации морских нефтегазовых сооружений (МНГС), так как их эксплуатация запланирована
вплоть до достижения ими предельных состояний, что существенным образом повышает
риск возникновения аварийной ситуации. Аварии на МНГС сопровождаются экологическими бедствиями и катастрофами, характеризующимися различными воздействиями на гидросферу, грунт, растительность, животный мир, воздушную среду, морскую флору и фауну.
Кроме того, нельзя не учитывать воздействие аварий МНГС и в социальной сфере. Аварии
могут быть вызваны различными причинами, однако все они лежат за пределами превышения нормативных нагрузок, некорректной оценке фактического состояния морских нефтегазовых сооружений и отсутствии инновационных решений, позволяющих повысить стойкость МНГС к внешним воздействиям. При проектировании МНГС стараются учесть возможность возникновения аварийных ситуаций, представляющих опасность для людей и окружающей среды, либо свести к минимальным значениям риск наступления таких ситуаций.
При этом производятся расчеты как для режимов нормальной эксплуатации, предусмотренной проектом, так и для экстремальных, характеризуемыми максимальными значениями нагрузок. Так, например, при проектировании МСП–2 Голицынского ГКМ на шельфе Черного
моря, расчет нагрузок производится для случаев экстремального ветрового и волнового воздействия с периодом повторяемости один раз в 100 лет при значениях ветрового давления
156 кг/м2 и значениях волновой нагрузки 413,5 тс. В то время, как нормальный режим эксплуатации предусматривает максимальное ветровое давление 94 кг/м2 и значениях волновой
нагрузки 117,5тс. Т.е. даже при экстремальных режимах эксплуатации платформа должна
устоять. Однако, авторы считают, что главной ошибкой проектировщиков является неучет
фактического состояния платформы, а, главное, величины накопленного повреждения. По
нашим расчетам, которые опубликованы ранее, данная платформа может не выдержать экстремального режима эксплуатации, т.к. за весь срок ее службы она неоднократно подвергалась значительному коррозионному и температурно-силовому воздействию. По нашему мнению, только своевременная диагностика этой платформы и выявление наиболее существенных дефектов позволит добиться безопасности ее эксплуатации и предотвратить возникновение аварийной ситуации. Поэтому вопрос относительно ее дальнейшей безопасной эксплуатации остается открытым.
45
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Техника и технология, № 5, 2012
Особую роль в обеспечении безопасности МНГС играет ее способность сохранять
свою устойчивость при аварии– т.е. так называемая живучесть конструкции. При проектировании МНГС изначально параметры платформы выбираются таким образом, чтобы
ее устойчивость не была потеряна, а наиболее значимые элементы сохраняли целостность
в процессе и после возникновения аварийной ситуации. Рассмотрим причины возникновения аварийных ситуаций на морских нефтегазовых сооружений. На первое место среди
этих причин по числу аварийных ситуаций выходит так называемый «человеческий
фактор». Сюда относятся: неудовлетворительное проектирование; повреждения элементов МНГС при изготовлении, транспортировке и строительстве; превышение максимального предела нагрузки от навала судов; повреждения от аварий технологического
оборудования; неправильная эксплуатация МНГС. Остальные причины аварийности
МНГС имеют приблизительно одинаковую частоту и их можно группировать следующим
образом: природно-климатические: размыв дна; осадка платформы; осадка сооружения
с окружающим грунтом; разжижение грунта; сейсмические нагрузки (удары); давление
ледовых полей; удар айсберга или стамухи. Прочностные (техническое состояние конструкций): трещины (малоцикловые, хрупкие, надрыв и т. д.); напряженнодеформированное состояние; утонение элементов (коррозия, износ и т.д.); потери формы
элементов (от удара, коррозии и т.д.); накопление повреждений. Вышеперечисленные
причины аварийности являются общепризнанными. Однако, список причин аварий на
МНГС, по мнению авторов, на этом не заканчивается. В частности, было установлено, что
ни в проектной документации, ни в нормативной, совершенно не учитывается влияние
циклических температурных воздействий. Размах колебаний температур в течение суток
на некоторых месторождениях достигает 15–20 градусов Цельсия, а при смене времен года может достигать и 70 градусов Цельсия. Циклическое чередование нагрева с последующим охлаждением, как известно, приводит к росту усталостной трещины, а при совместном действии нагрузок (ветровых, волновых и т.д.) скорость ее роста значительно
увеличивается. Как показали события лета 2010г, аномальное увеличение температуры
всего лишь на 10-15 градусов от нормы привел к значительному росту аварийности на
металлоконструкциях. Так например, при температуре +35 градусов Цельсия, не выдержав температурно-силового воздействия, с рельсов сходили трамваи в г.Москве и г.Туле,
в С.-Петербурге разрушился подаренный Французским правительством памятник, т.к. в
нем не были учтены температурные зазоры. И таких примеров достаточно много. Все те
же явления происходят на морских и шельфовых месторождениях, однако применительно
к МНГС никогда не изучались. Кроме того, совершенно не изучено влияние явления вибрации на повреждаемость конструктивных элементов МНГС. А между тем, на некоторых
платформах (например, МСП–2 и МСП–4 Голицынского ГКМ) вибрация такова, что находясь на платформе очень сложно удержать равновесие. Это обусловлено как различными переменными нагрузками, так и срывом вихрей, возникающих при обтекании конструктивных элементов морских сооружений установившемся потоком (ветровым или гидравлическим), а также вибрациями от работающего оборудования. Не существует ясности
относительно коррозионного разрушения, т.к. наибольшему коррозионному поражению
подвержена зона переменного смачивания (40 процентов износа), в то время как износ
подводной части конструкций составляет всего 10–15 процентов. Самой же большой
сложностью является отсутствие единого нормативного документа, который бы регламентировал оценку фактического состояния МНГС. Экспертные комиссии совместно с
проектными организациями при оценке безопасности морских нефтегазовых сооружений
руководствуются собственными соображениями, часто расходящимися. Поэтому одной
из задач, которые ставят перед собой авторы, является разработка единой методики оценки фактического состояния МНГС. При разработке этой методики планируется ввести неучитываемые ранее факторы, негативно влияющие на ресурс морских нефтегазовых со46
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Техника и технология, № 5, 2012
оружений. Так например, изучено влияние температурно–силового воздействия на конструктивные элементы МНГС. На установке термоциклирования произведены опыты на
изучение стойкости используемых при строительстве МНГС сталей (марок Ст 20, Ст 3
и др.), в результате чего были получены новые научные данные о скорости роста трещины на МНГС (0, 945 мм/год для Ст 20, и 0,831мм/год для Ст 3). Вторичным, но не менее
важным результатом такой работы будет определение оптимальной марки стали для
строительства МНГС из соотношения безопасность/экономическая эффективность.
47
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Техника и технология, № 5, 2012
48
Документ
Категория
Без категории
Просмотров
17
Размер файла
2 948 Кб
Теги
4241
1/--страниц
Пожаловаться на содержимое документа