Синергетична модель взаємодії поверхонь тіл за умови фрикційного контакту з’єднання«п’ята плунжера– похила шайба» об’ємного гідропривода трансмісії мобільних машин

Розглянуто питання визначення роботи сил тертя за різних умов змащування та їх впливу на температурний режим роботи гідроагрегату. Побудовано систему математичних рівнянь, що описуюють динамічні процеси функціонування гідроприводу....

Ausführliche Beschreibung

Gespeichert in:

Bibliographische Detailangaben
Datum:	2013
Hauptverfasser:	Калганков, В.Є., Науменко, М.М.
Format:	Artikel
Sprache:	Ukrainian
Veröffentlicht:	Інститут геотехнічної механіки імені М.С. Полякова НАН України 2013
Schriftenreihe:	Геотехническая механика
Online Zugang:	http://dspace.nbuv.gov.ua/handle/123456789/59588
Tags:	Tag hinzufügen Keine Tags, Fügen Sie den ersten Tag hinzu!
Назва журналу:	Digital Library of Periodicals of National Academy of Sciences of Ukraine
Zitieren:	Синергетична модель взаємодії поверхонь тіл за умови фрикційного контакту з’єднання«п’ята плунжера– похила шайба» об’ємного гідропривода трансмісії мобільних машин / Є.В. Калганков, М.М. Науменко // Геотехническая механика: Межвед. сб. науч. тр. — Днепропетровск: ИГТМ НАНУ, 2013. — Вип. 108. — С. 164-173. — Бібліогр.: 8 назв. — укр.

Institution

Digital Library of Periodicals of National Academy of Sciences of Ukraine

id	irk-123456789-59588
record_format	dspace
spelling	irk-123456789-595882014-04-10T03:01:56Z Синергетична модель взаємодії поверхонь тіл за умови фрикційного контакту з’єднання«п’ята плунжера– похила шайба» об’ємного гідропривода трансмісії мобільних машин Калганков, В.Є. Науменко, М.М. Розглянуто питання визначення роботи сил тертя за різних умов змащування та їх впливу на температурний режим роботи гідроагрегату. Побудовано систему математичних рівнянь, що описуюють динамічні процеси функціонування гідроприводу. The question of definition of work of friction isconsidered under various conditions of greasing and their influence on temperature regime of hydraulic unit work. The system of mathematical equations is built describing the dynamic processes of hydraulic drive functioning. 2013 Article Синергетична модель взаємодії поверхонь тіл за умови фрикційного контакту з’єднання«п’ята плунжера– похила шайба» об’ємного гідропривода трансмісії мобільних машин / Є.В. Калганков, М.М. Науменко // Геотехническая механика: Межвед. сб. науч. тр. — Днепропетровск: ИГТМ НАНУ, 2013. — Вип. 108. — С. 164-173. — Бібліогр.: 8 назв. — укр. 1607-4556 http://dspace.nbuv.gov.ua/handle/123456789/59588 УДК 631.372 uk Геотехническая механика Інститут геотехнічної механіки імені М.С. Полякова НАН України
institution	Digital Library of Periodicals of National Academy of Sciences of Ukraine
collection	DSpace DC
language	Ukrainian
description	Розглянуто питання визначення роботи сил тертя за різних умов змащування та їх впливу на температурний режим роботи гідроагрегату. Побудовано систему математичних рівнянь, що описуюють динамічні процеси функціонування гідроприводу.
format	Article
author	Калганков, В.Є. Науменко, М.М.
spellingShingle	Калганков, В.Є. Науменко, М.М. Синергетична модель взаємодії поверхонь тіл за умови фрикційного контакту з’єднання«п’ята плунжера– похила шайба» об’ємного гідропривода трансмісії мобільних машин Геотехническая механика
author_facet	Калганков, В.Є. Науменко, М.М.
author_sort	Калганков, В.Є.
title	Синергетична модель взаємодії поверхонь тіл за умови фрикційного контакту з’єднання«п’ята плунжера– похила шайба» об’ємного гідропривода трансмісії мобільних машин
title_short	Синергетична модель взаємодії поверхонь тіл за умови фрикційного контакту з’єднання«п’ята плунжера– похила шайба» об’ємного гідропривода трансмісії мобільних машин
title_full	Синергетична модель взаємодії поверхонь тіл за умови фрикційного контакту з’єднання«п’ята плунжера– похила шайба» об’ємного гідропривода трансмісії мобільних машин
title_fullStr	Синергетична модель взаємодії поверхонь тіл за умови фрикційного контакту з’єднання«п’ята плунжера– похила шайба» об’ємного гідропривода трансмісії мобільних машин
title_full_unstemmed	Синергетична модель взаємодії поверхонь тіл за умови фрикційного контакту з’єднання«п’ята плунжера– похила шайба» об’ємного гідропривода трансмісії мобільних машин
title_sort	синергетична модель взаємодії поверхонь тіл за умови фрикційного контакту з’єднання«п’ята плунжера– похила шайба» об’ємного гідропривода трансмісії мобільних машин
publisher	Інститут геотехнічної механіки імені М.С. Полякова НАН України
publishDate	2013
url	http://dspace.nbuv.gov.ua/handle/123456789/59588
citation_txt	Синергетична модель взаємодії поверхонь тіл за умови фрикційного контакту з’єднання«п’ята плунжера– похила шайба» об’ємного гідропривода трансмісії мобільних машин / Є.В. Калганков, М.М. Науменко // Геотехническая механика: Межвед. сб. науч. тр. — Днепропетровск: ИГТМ НАНУ, 2013. — Вип. 108. — С. 164-173. — Бібліогр.: 8 назв. — укр.
series	Геотехническая механика
work_keys_str_mv	AT kalgankovvê sinergetičnamodelʹvzaêmodíípoverhonʹtílzaumovifrikcíjnogokontaktuzêdnannâpâtaplunžerapohilašajbaobêmnogogídroprivodatransmísíímobílʹnihmašin AT naumenkomm sinergetičnamodelʹvzaêmodíípoverhonʹtílzaumovifrikcíjnogokontaktuzêdnannâpâtaplunžerapohilašajbaobêmnogogídroprivodatransmísíímobílʹnihmašin
first_indexed	2025-07-05T10:46:16Z
last_indexed	2025-07-05T10:46:16Z
_version_	1836803557688344576
fulltext	164 УДК 631.372 Є.В. Калганков, інженер, ст. викладач, М.М. Науменко, канд. техн. наук, доцент (ДДАУ) СИНЕРГЕТИЧНА МОДЕЛЬ ВЗАЄМОДІЇ ПОВЕРХОНЬ ТІЛ ЗА УМОВИ ФРИКЦІЙНОГО КОНТАКТУ З’ЄДНАННЯ «П’ЯТА ПЛУНЖЕРА – ПОХИЛА ШАЙБА» ОБ’ЄМНОГО ГІДРОПРИВОДА ТРАНСМІСІЇ МОБІЛЬНИХ МАШИН Анотація. Розглянуто питання визначення роботи сил тертя за різних умов змащування та їх впливу на температурний режим роботи гідроагрегату. Побудовано систему математичних рівнянь, що опи- суюють динамічні процеси функціонування гідроприводу. Ключові слова: синергетична модель, фрикційний контакт, об’ємний гідропривід, сили тертя, трансмісія машин Ye.V. Kalgankov, Engineer, Senior Teacher, N.N. Naumenko, Ph. D. (Tech.), Associate Professor (DSAU) SYNERGETIC MODEL OF INTERACTION OF BODIES’ SURFACES IN THE CONDITIONS OF FRICTION CONTACT OF «PLUNGER HEEL – INCLINED PUCK» CONNECTION OF VOLUME HYDRAULIC DRIVE TRANSMISSION OF MOBILE MACHINES Abstract. The question of definition of work of friction is considered under various conditions of greasing and their influence on temperature regime of hydraulic unit work. The system of mathematical equations is built describing the dynamic processes of hydraulic drive functioning. Keywords: synergetic model, friction contact, volume hydraulic drive, frictional forces, transmission of machines Згідно класичних досліджень А.Д. Дубініна, А. Тросса, Г.К. Фляйшера та ін- ших практично вся робота, яка витрачається на подолання сил тертя, трансформує- ться в тепло. На цьому принципі P.A. Макаровим, A.M. Шалом, Т.М. Баштою роз- роблені методи термодинамічного діагностування гідроагрегатів, але всі вони пот- ребують розгерметизації агрегатів та заміру температури масла на вході і виході з агрегату. Існують методики температурного діагностування тертя в опорах ковзан- ня [1-3], в яких замір температури відбувається на валу, що входить в пару трибо- спряження. Більшість робіт, присвячених температурному діагностуванню, констатують факт виникнення джерела температури і майже не розглядають механізм її виник- нення, деякі автори рекомендують нехтувати силами тертя, що виникають в з’єднаннях гідроагрегатів. Така постановка питання правомірна для умови роботи гідростатичного підшипника, коли тертя майже відсутнє, але згідно діаграми Гар- си-Штрибека ефект гідростатичного підшипника в чистому вигляді відбувається, коли агрегат вийшов на певний режим роботи і всі п’яти спливли. Умови роботи при запуску машини та на перехідних режимах, коли в гідроприводі реалізується ефект граничного тертя, майже не розглядаються, а сам ефект констатується як ві- домий факт. В зв’язку з цим виникає необхідність дослідження умов протікання процесів тертя, а саме визначення механічних втрат від дії сил тертя як в агрегаті в цілому, так і в окремих з’єднаннях. © Калганков Є.В., Науменко М.М., 2013 Геотехнічна механіка. 2013. 108 165 Метою роботи є підви- щення ефективності функціо- нального діагностування об’ємного гідроприводу трансмісії мобільних машин за температурним параметром шляхом динамічного аналізу роботи сил тертя. Розрахунок сил тертя. Як відомо з досвіду експлуатації аксіально-плунжерних гідроаг- регатів, їх робота завжди су- проводжується нагріванням [4- 6], що обумовлене силами тер- тя, які виникають при взаємодії окремих елементів агрегату (гідронасосу чи гідромотору). На рис. 1 наведена схема сил, що діють в качаючому вузлі гідроагрегату, в якому викори- стовується похила шайба чи люлька. При роботі гідромото- ра сили тертя 1ТF , 2ТF виника- ють на бічних поверхнях плун- жерів (рис. 1), і, окрім того, си- ли тертя виникають при ков- занні п’яти кожного плунжера по похилій шайбі. В процесі зношування п’яти сили тертя можуть в значній мірі зростати, досягаючи максиму- му, при максимальному зношуванні п’яти, коли відбувається завальцювання кана- лу [7, 8], по якому крізь п’яту повинна подаватись робоча рідина. Завальцювання каналу унеможливлює роботу п’яти в режимі рідинного тертя, а наявність сухого тертя приводить до суттєвого зростання температури гідромотора, по розігріву якого можна робити висновки про технічний стан з’єднання «п’ята – похила шай- ба». Поставимо за мету визначити температуру гідромотора, за якої він працює в режимі сухого тертя. Оскільки розігрів гідромотора забезпечується роботою сил тертя, визначимо ці сили, що виникають на поверхні плунжерів та під п’ятою кож- ного з них. Для визначення сил тертя використовуються розрахункові схеми, наведені на рис. 1. На рис. 1,а показана схема сил, що діють на один плунжер разом з п’ятою в вертикальній площині, паралельній горизонтальній осі симетрії похилої шайби. На рис. 1,б наведена схема сил, що діють на плунжер в вертикальній пло- щині yz, перпендикулярній горизонтальній осі симетрії похилої шайби. На рис. 1,в наведені проекції сил, що діють на плунжер і п’яту, на горизонтальну площину xy. Згідно з принципом Даламбера для будь-якого положення плунжера мають місце рівняння рівноваги просторової системи сил за умови, що до системи «плунжер-п’ята» прикладені ще й сили інерції. Рівняння рівноваги в системі коор- динат xy мають вигляд Рис. 1 – Схема сил, що діють в качаючому вузлі гідроагрегату ISSN 1607-4556 166 4 3 0 Тсx xХ F S S F     , (1) 2 1sin cos 0 Tcy yY N S S F F       , (2) 1 2 3 4cos sin 0 T іn yZ N P F F F F F F          , (3)  3 1 1 2 1 2 1 2 0 2 2 x cy d d m F b S b F F S b b         , (4)  3 4 1 2 4 3 3 1 0 2 2 y cx d d m F b S b b F F S b         , (5) де P – сила, що діє на плунжер (якщо відомий діаметр плунжера d і тиск в ци- ліндрі р, то 2 4 d Р p   ); N – нормальна реакція похилої шайби, що передається через центр сферич- ної опори плунжера; 1S і 2S – сили, що виникають від перекосу плунжера в циліндрі в площині yx; 3S і 4S – сили, що виникають від перекосу плунжера в циліндрі в площині xz; 1F , 2F , 3F , 4F – сили тертя, що виникають в контактних точках при перекосі плунжера (за законом Кулона при відомому коефіцієнті тертя f приймається 1 1F f S  , 2 2F f S  , 3 3F f S  , 4 4F f S  ); сxF і сyF – проекції відцентрової сили інерції Fc системи «плунжер-п’ята», прикладеної в центрі ваги системи (точка C на рис. 1); ТхF і ТyF – проекції сили тертя, що діє на п’яту плунжера (якщо сила тертя TF fN , то cos TxF fN   , sin TyF fN   ); іnF – осьова сила інерції системи «плунжер-п’ята», що визначається за відо- мої маси плунжера плm , маси п’яти пm і прискорення плунжера z як  іn nл пF m m z  ; 1b – розмір, що визначається положенням плунжера в циліндрі; 2b і 3b – конструктивні розміри. Для визначення сили інерції іnF розглянемо, як змінюється положення плунжера в осьовому напрямку залежно від кута повороту циліндра  . Вважаючи, що в верхній позиції (рис. 1) 0  і 0z  , отримаємо cos tg 2 2 D D z        . Тоді швидкість плунжера вздовж осі z sin tg 2 D V z      , а прискорення 2 cos tg 2 D z     . Враховуючи, що хід плунжера tgH D  , де D – діаметр блоку качаючого вузла, отримаємо 2 cos 2 H z   . Таким чином, для сили інерції іnF одержимо Геотехнічна механіка. 2013. 108 167 2 cos 2 іn nл H F m   . Зауважимо, що розмір 1b на рис. 1, б буде визначатися як  1 4 4 1 cos 2 H b b z b      , де 4b - конструктивний розмір (рис. 1). За законом Кулона сили тертя в циліндрі можуть бути визначені як , 1,2,3,4.i iF fS i  (6) Сили тертя під п’ятою плунжера cos cos Tx TF F fN   , sin TyF fN  . (7) Підставляючи ці вирази в систему (1)-(5), отримаємо 4 3 cos 0 CxF S S fN     , (8) 2 1sin sin cos 0cyN S S F fN       , (9) 1 2 3 4cos sin sin 0inN P fS fS fN F fS fS          , (10)    3 1 2 1 22 2 0cyF b S b fd S b b fd      , (11)    3 4 1 2 3 12 2 0cxF b S b b fd S b fd      . (12) З рівняння (12) отримаємо 3 2 3 4 1 1 1 2 2 cx b b S F S b fd b fd         . Підставивши в рівняння (8), маємо 3 2 4 4 1 1 1 cos 0 2 2 cx cx b b F S F S fN b fd b fd             , звідки 2 3 4 1 1 1 cos 0 2 2 cx b b S F fN b fd b fd            . Тоді 1 1 3 4 2 2 2 2 cos cx b fd b fd b S fN F b b       , (13) 3 1 3 1 2 2 cos 1 2 cx b b fd S F f N b fd b            1 3 1 2 2 1 2 2 cos 2 cx b fd b b fd b fN F b b fd                  3 2 1 3 1 21 2 2 1 2 22 cos 1 2 cx b b b fd b b fd bb fd fN F b b b fd              . (14) Позначимо 1 2b fd B  . Тоді ISSN 1607-4556 168                   3 4 2 2 3 2 3 2 3 2 2 cos , cos 1 cx cx B B b S fN F b b b b B b B bB S fN F b b B (15) або 4 1 2 cxS A N A F  , (16) 3 3 4 cxS A N A F  , (17) де 3 1 2 2 2 cos ; B В b А f А b b     ; 3 2 cos 1 B А f b         ;   3 2 3 2 4 2 b b B b B b A b B      . З рівняння (11) знаходимо 1 2 3 1 3 1 2 2 1 1 2 2 2 cy cy b b fd b b B b S S F S F b fd b fd B B          . (18) Підставляючи сюди 1S з рівняння (9), маємо  1 3 2 2 sin sin cos 0cy cy b B b S S F N f F B B          , звідки  1 3 2 1 sin sin coscy b b S F N f B B            . Тоді   3 2 1 1 sin sin cos 1cy B B b S N f F b b B            ,  1 1 3 3 1 1 1 sin sin cos 1cy b B b B b b S N f F b b B B                   або 2 5 6cyS NA F A  , (19) 1 7 8cyS NA F A  , (20) де   3 5 6 1 1 sin sin cos ; 1 B B b A f A b b B            ;  1 1 3 3 7 8 1 1 sin sin cos ; 1 b B b B b b A f A b b B B              . Підставляючи вирази для 1S , 2S , 3S , 4S в рівняння (10), отримаємо   7 6 5 8 3 4 1 2 cos sin sin 0 in cy cy cx cx N P F fA N fF A fNA fF A fNA fF A fA N fF A                або Геотехнічна механіка. 2013. 108 169       7 5 3 1 6 8 4 2 cos sin sin ,in cy cx N f fA fA fA fA P F fF A A fF A A               звідки   6 8 4 2 1 1 (in cy cxP F f F A A f F A A N D          , (21) де  1 7 5 3 1cos sin sinD f A A A A        Приймаючи, що кутова швидкість ротора є сталою величиною, для відцен- трової сили CF знайдемо   2 2 C nл п D F m m   . Проекції цієї сили на координати осі xy (рис. 1) будуть визначатись як   2 sin 2 cx nл п D F m m    , (23)   2 cos 2 cy nл п D F m m    . (24) Таким чином, наведена схема розв’язку дозволяє після визначення сили N за формулою (21) знайти контактні сили 1S , 2S , 3S , 4S , після чого за формулами (6) обчислюються сили тертя в системі «плунжер-втулка». Сила тертя TF в системі «п’ята – похила шайба» обчислюється за однією з формул (7). Приймаючи індикаторну діаграму як таку, що має прямокутну форму, при- йдемо до такого режиму роботи, при якому за одну половину оберту ротора ма- шини на кожен плунжер діє тиск 1p , що є незмінним для зони низького тиску (це, наприклад, всмоктування на вході в гідроагрегат). Для цього інтервалу роботи в наведених рівняннях 2 1 4 d P p   . Для другої половини оберту ротора на плунжери, що будуть знаходитись в зоні великого тиску 2р (тиск нагнітання на виході з гідроагрегату) буде діяти сила 2 2 4 d P p   . Для цього інтервалу роботи сили тертя, що наведені на рис. 1, змінять на- прямок на протилежний, і рівняння рівноваги матимуть вигляд 3 4 0 Тcx хX F S S F     , (25) 1 2sin cos 0 Тcy уY N S S F F       , (26) 1 2 3 4cos sin 0 T in yZ N F F P F F F F          , (27)  1 1 2 1 2 2 1 32 2 0x cym S b S b b F d F d F b       , (28)  3 3 1 4 1 2 3 42 2 0y cxm F b S b S b b F d F d       . (29) В наведених рівняннях враховано, що сили тертя 1F , 2F , 3F , 4F змінили на- прямок на протилежний показаному на рис. 1, а. В зоні великого тиску змінились напрямки сил 3S і 4S , а також точки прикладання сил 3F , 4F , 3S і 4S на діаметраль- но протилежні тим, що наведені на рис. 1, а. ISSN 1607-4556 170 Підставляючи вирази для сил тертя (6), (7) в рівняння (25)-(29), отримаємо 3 4 cos 0сxF S S fN     ; (30) 1 2sin sin cos 0сyN S S F fN       ; (31) 1 2 3 4cos sin sin 0іnN fS fS P F fN fS fS          ; (32)    3 1 1 2 1 22 2 0сyF b S b f d S b b f d      ; (33)    3 3 1 4 1 22 2 0сxF b S b f d S b b f d      . (34) З рівняння (34) знаходимо  4 1 2 3 3 1 сxS B b F b S B    , (35) де 1 1 2B b f d  . Підставивши вираз для 3S в рівняння (30), отримаємо 1 2 3 4 1 1 1 cos 0сx сx B b b F S F fN B B             або 2 3 4 1 1 1 cos 0сx b b S F fN B B           , звідки 1 1 3 4 2 2 cos сx B B b S fN F b b     . (36) Тоді з формули (35)   1 3 1 21 2 3 3 2 2 1 1 cos сx B b B bB b b S fN F b b B B           або 4 9 10сxS A N F A  , (37) 3 11 12 ,сxS A N F A  (38) де 1 3 9 10 2 cos ; 2 B B b A f A b     ;   1 3 1 2 2 31 2 11 12 2 1 2 cos ; B b B b b bB b A f A b B b       . З рівняння (33) знаходимо 1 2 3 1 2 1 1 сy B b b S S F B B    . Знайдений вираз підставимо в рівняння (31). В результаті отримаємо  1 2 3 2 1 1 1 sin sin cos 0сy сy B b b S F N f F B B             , звідки Геотехнічна механіка. 2013. 108 171  1 3 1 2 2 2 sin sin cosсy B b B S F N f b b        . Тоді     3 1 1 2 3 3 1 2 1 1 2 sin sin cosсy b B B b b b S F N f b B B B              або 2 13 14 ;сyS A F A N  (39) 1 15 16 ,сyS A F A N  (40) де  3 1 13 14 2 2 ; sin sin cos b B B A A f b b       ;     3 1 1 2 3 2 3 15 16 2 1 2 ; sin sin cos b B B b b b b A A f b B B           . Підставляючи вирази для 1S , 2S , 3S , 4S в рівняння (32), маємо 15 16 13 14 11 12 9 10 cos sin sin 0 in сy сy сx сx N fA F fA N fA F fA N P F fN fA N fF A fA N fF A                 або       16 14 11 9 15 13 12 10 cos sin sin ,in сy сx N fA fA f fA fA fF A A fF A A P F               звідки    15 13 12 10 2 2 in сy сxP F fF A A fF A A N D        , (41) де 2 16 14 11 9cos sin sinD fА fА f fА fА        . Після визначення сили N знаходяться контактні сили 1S , 2S , 3S , 4S за фор- мулами (37)-(40), де сxF і сyF визначаються формулами (23) і (24). Сили тертя 1F , 2F , 3F , 4F обчислюються за формулами (6), а TF fN . Розрахунок сил тертя доцільно проводити за допомогою програмного за- безпечення Exсel. Розрахунок роботи сил тертя. Як витікає з наведених формул, сили тертя, що виникають при взаємодії окремих деталей агрегату, змінюються залежно від взаємного розміщення деталей, і можуть бути розраховані в будь який момент ча- су. При розрахунку роботи сил тертя траєкторія точки прикладання кожної з сил тертя розбивається на окремі ділянки, і для кожної з них обчислюється робота за формулою 1 2 k k к k F F А s  , (42) де кF – значення сили тертя на початку ділянки; 1kF  – значення сили тертя в кінці ділянки; ks – довжина ділянки; k – число ділянок, що змінюється від 1 до n. ISSN 1607-4556 172 Загальна робота для однієї п’яти визначається як 0 1 1 1 1 ( ) 2 n n к k k k k k А А F F s       . (43) Очевидно, що чим більше число ділянок призначається для розрахунку, тим вищою буде точність результату. Довжину ділянки ks можна визначити за форму- лою      2 2 2 k k k ks x y z      , (44) де проекції ділянки траєкторії довжиною ks можуть бути встановлені за схемою, наведеною на рис. 2:     0 0sin sin ( 1)кх r k k     ; (45)   0 0cos 1 cosky r k r k     ; (46) tgk kz y    . (47) Зауважимо, що в формулах число ділянок на які розбито траєкторію руху центра опори плунжера визначається як 0 2 k    , де 0 – кутовий інтервал, яким визначається довжина окремої ділянки. При визначенні роботи сил тертя, що виникають між плунжером і втулкою вважається, що траєкторії точки прикладення кожної з сил ( 1F , 2F , 3F , 4F ) прямолі- нійні. При визначенні роботи кожна траєкторія розбивається теж на окремі ділянки і довжина кожної з них визначається за формулою (47). Тоді для роботи сил тертя прикладених до одного плунжера отримаємо        1, 1, 1 2, 2, 1 3, 3, 1 4, 4, 1 1 1 2 n n k k k k k k k k k k А F F F F F F F F z                . (48) Тоді загальний обсяг сил тертя за один оберт ротора агрегату складатиме  0 nА m A A  , (49) де m – число плунжерів. Розрахунок робіт сил тертя прово- димо за допомогою програмного забез- печення Exсel. Наведена система рівнянь дає змо- гу досліджувати роботу гідроагрегатів при різних умовах мащення та різних тисках в системі. Отримана робота від сил тертя дає змогу дослідити темпера- турні спалахи при переході від гідроди- намічного мащення до граничного і «су- хого» тертя. Таким чином в якості діагностично- го параметру трибоспряження «п’ята – похила шайба» можна використовувати швидкість наростання температури мас- ла, що проходить через пару тертя. Рис. 2 – Схема для розрахунку Геотехнічна механіка. 2013. 108 173 СПИСОК ЛІТЕРАТУРИ 1. Богатин, О.В. Основы расчета полимерных узлов трения [Текст] / О.В. Богатин, В.А. Моров, И.Н. Чер- ский. – Новосибирск: Наука, 1983. – 213 с. 2. Васильева, М.А. Анализ нестационарного температурного поля в радиальном подшипнике сколь- жения с качательным и вращательным движением вала [Текст] / М.А. Васильева // XII Лаврентьев- ские чтения: Сб. статей науч. конф. студентов, аспирантов и молодых ученых. – Якутск: Изд-во ЯГУ, 2008. – Т. 1. – С. 6-10. 3. Кондаков, A.C. Определение мощности трения в опорах скольжения по температурным данным [Текст] / A.C. Кондаков, Н.П. Старостин, М.А. Васильева // Инженерная физика. – 2010. – № 5. – С. 13-18. 4. Башта, Т.М. Надежность гидравлических систем воздушных судов / Т.М. Башта, В.Д. Бабанская, Ю.С. Головко [и др.].; Под. ред. Т.М. Башты. – М.: Транспорт, 1986. – 279 с. 5. Башта, Т.М. Техническая диагностика гидравлических приводов / Т.М. Башта, Т.В. Алексеева, В.Д. Бабанская. – М.: Машиностроение, 1989. – 264 с. 6. Мельянцов, П.Т. Выбор контролируемых параметров технического состояния гидропривода транс- миссии комбайнов и их нормирование (на примере комбайна КСК-100) // Кандидатская дисертация НИТИ ремонта и эксплуатации машинно-тракторного парка. – М., 1995. – 197 с. 7. Калганков, Є.В. Обгрунтування інформативних діагностичних параметрів технічного стану об’ємного гідроприводу трансмісії ГСТ-90 / Є.В. Калганков // Вісник Дніпропетровського державного універси- тету. Сучасні проблеми землеробської механіки. – 2009. – Вип. 2. – С. 71-74. 8. Черейский, П.М. Влияние износа на работу гидропривода трансмиссии / П.М. Черейский , П.Т. Мельянцов // Техника в сельском хозяйстве. – 1988. – № 3. – С. 63-64. Про авторів Калганков Євген Васильович, інженер, старший викладач кафедри «Надійність та ремонт машин», Дніпропетровський державний аграрний університет (ДДАУ), Дніпропетровськ, Україна Науменко Микола Миколайович, кандидат технічних наук, доцент, Дніпропетровський державний аграрний університет (ДДАУ), Дніпропетровськ, Україна About the authors Kalgankov Yevgeniy Vasilievich, Engineer, Senior Teacher of Department «Reliability and repair of ma- chinery», Dnepropetrovsk State Agrarian University (DSAU), Dnepropetrovsk, Ukraine Naumenko Nikolay Nikolaevich, Candidate of Technical Sciences (Ph. D.), Associate Professor, Dnepro- petrovsk State Agrarian University, Dnepropetrovsk, Ukraine 174 УДК 622.831.322:532.528 А.А. Ангеловский (ПАО «Краснодонуголь»), Д.Л. Васильев, канд. техн. наук, научн. сотр. (ИГТМ НАН Украины), Ю.А. Жулай, канд. техн. наук (Институт транспортных систем и технологий НАН Украины) ОБОСНОВАНИЕ РАБОЧЕГО ДАВЛЕНИЯ НАГНЕТАНИЯ ВОДЫ ПРИ ГИДРОИМПУЛЬСНОМ РЫХЛЕНИИ УГОЛЬНЫХ ПЛАСТОВ Аннотация. Выполнено теоретическое и экспериментальное исследование динамических характе- ристик кавитационного генератора упругих колебаний давления жидкости при его автономных испы- таниях с давлениями на входе Рн = 5, 10 и 20 МПа и в диапазоне значений давления подпора Рп = 0,2- 16 МПа. Давление жидкости на входе в кавитационный генератор Рн = 20 МПа и расходе жидкости Q = 55 дм3/мин обеспечивает достаточный уровень импульсного нагружения выбросоопасных пластов на глубине залегания до 1000 м в диапазоне значений подпорного давления Рп = 2-12 МПа. Амплитуд- но-частотные характеристики генератора упругих колебаний при давлении на его входе Рн = 20,0 МПа и расходе жидкости Q = 55 дм3/мин удовлетворяют требованиям зависимостей минимально необходи- мых значений импульсов давления от частоты их следования для обеспечения эффективного гидро- рыхления угольных пластов. Ключевые слова: кавитационный генератор, импульсное нагнетание, давление, гидроимпульсное воздействие A.A. Angelovskiy (PJSC «Krasnodonugol’»), D.L. Vasilyev, Ph. D. (Tech.), Researcher (IGTM NASU) Yu.A. Zhulai, Ph.D. (Tech.) (Institute of Transport Systems and Technologies of NASU) GROUND OF WORKING PRESSURE OF FESTERING OF WATER AT GYDROIMPULSIVE LOOSENING OF COAL LAYERS Abstract. The theoretical and experimental researches of the dynamic characteristics of the cavitation generator of elastic fluid pressure vibrations during autonomous tests with the entrance pressures Рн = 5, 10 and 20 МPа and in a range of values Рп = 0.2-16 МРа were performed. Pressure at the inlet of cavitation gen- erator Pn = 20 MPa and a flow rate of Q = 55 dm3/min provides a sufficient level of impulse loading on out- burst formation at the depth of 1000 m in the range of breastwall pressure Pн = 2-12 MPa. The amplitude- frequency characteristics of the generator of elastic vibration at its entrance pressure Рн = 20 МPa and a flow rate of Q = 55 dm3/min satisfy the requirements of minimum required values dependency of the pulses pres- sure from the frequency of their following to ensure the effective of hydroimpulsive breaking of coal seams. Keywords: generator of cavitation, impulsive festering, pressure, hydroimpulsive influence В угольных шахтах для снижения выбросоопасности применяется несколько способов нагнетания жидкости в пласт. Цель этих способов заключается в сниже- нии несущей способности угольного массива для развития в них системы трещин под действием горного давления, обеспечивающих повышение дегазации разра- батываемого массива. Для повышения эффективности этих способов ИГТМ НАН Украины разработан способ и устройство гидроимпульсного гидрорыхления [1, 2]. В работе [3] дано теоретическое обоснование динамических параметров импульсного нагнетания жидкости в пласт, заключающееся в определении мини- мального необходимых значений импульсов давления от частоты их следования, © Ангеловский А.А., Васильев Д.Л., Жулай Ю.А., 2013

Institution

Ähnliche Einträge