Диапазоне исследованных

причем в рабочем регулируемом скоростном диапазоне двигателя первым и третьим слагаемыми обычно можно пренебречь. В ре-

Здесь Qj — регламентированное значение динамической нагрузки в у'-м элементе силовой цепи, М, — максимальное значение динамической нагрузки в у'-м элементе силовой цепи текущего структурно-параметрического варианта. Форма (15.11) критериев динамического качества элементов силовой цепи машинного агрегата требует на каждом шаге оптимизационной процедуры (15.4) синтеза оценки только максимального уровня динамической нагруженности силовой цепи, что осуществляется по формулам гл. III. Использование указанных локальных критериев эффективности требует оценки общего уровня колебаний во всем эксплуатационном скоростном диапазоне двигателя с учетом длительности использования различных отрезков этого диапазона и вариаций нагрузочных режимов в пределах каждого из отрезков [28, 78].

В связи с этим задачей глобального динамического синтеза является обеспечение исключения резонансных зон, порождаемых указанной собственной формой, из рабочего скоростного диапазона двигателя. Обычно такая задача решается посредством выбора соответствующей характеристики сочленяющего соединения с учетом ограничений (18.21). При этом следует стремиться, чтобы собственная форма с частотой &! эквивалентной Tql - модели составного машинного агрегата характеризовалась незначительным уровнем по второй нормальной координате, соответствующей частоте Р^а> частной модели машины. Тогда в качестве скалярного критерия эффективности, оценивающего уровень динамической нагруженности силовой цепи машинного агрегата, при решении рассматриваемой задачи синтеза может быть принят максимальный упругий момент или усталостное повреждение сочленяющего соединения. В общем случае возможны ситуации, когда по конструктивно-компоновочным условиям величина Се ограничена сверху сильнее, чем по неравенству (18.21). Это может привести к необходимости использования динамических корректирующих устройств в связи с проявлением эффекта ограниченного возбуждения в пусковом скоростном диапазоне двигателя или вследствие осцилляционной активности машинного агрегата как механического объекта регулирования САР скорости [21, 28, 1081.

Инерционные и упруго-диссипативные характеристики корректирующего устройства в достаточно узких пределах определяются на основе соответствующих регулярных методов оценки корректирующего воздействия на динамические характеристики крутильной системы. Такие методы достаточно полно разработаны в специализированной литературе [28, 93]. Недопустимо высокий уровень динамической нагруженное™ в конкретных структурных вариантах исследуемой крутильной системы при оптимальных векторах Р варьируемых параметров обусловлен обычно ограниченным числом активных резонансных зон. Эти зоны порождаются одной-двумя собственными формами соответствующих динамических моделей и чаще всего главными гармониками возмущающей силовой характеристики (см. § 2 гл. I). В таком случае по результатам анализа динамической модели крутильной системы, соответствующей выбранному частному оптимальному решению из числа полученных при решении совокупности оптимизационных задач, устанавливается генеральная собственная форма, порождающая наиболее опасные резонансные зоны в эксплуатационном скоростном диапазоне двигателя. Диссипативная характеристика корректирующего устройства выбирается из условия получения наибольшего интегрального эффекта с учетом воздействия этого устройства на уровень крутильных колебаний систе-мы во всех активных резонансных зонах.

Особенно эффективным средством борьбы с опасными регу-лярными колебаниями в рабочем скоростном диапазоне двигателя является силиконовый демпфер, отличающийся конструктивной простотой и эксплуатационной надежностью (рис. 87). В практи-19*

ростном диапазоне двигателя (1, 6)-й резонансной зоны с уровнем колебаний, недопустимым по усталостной прочности коленчатого вала (рис. 88, б; кривая 1). В связи с этим на свободном конце коленчатого вала двигателя ЯМЗ-240В предусмотрено размещение силиконового демпфера с жестким креплением ступицы к валу.

При анализе низкочастотных колебательных процессов в скоростном диапазоне двигателя динамическая модель длиннобазного машинного агрегата указанного типа, как правило, может быть представлена в виде упрощенной цепной двумерной модели (рис. 91, б). Упруго-инерционные (7Z, /и, CZH) и диссипативные

цепи сильно ограничены. Вследствие этого не удается таким путем существенно повлиять на величину критерия (20.4). Тогда актуальной оказывается задача коррекции пусковых динамических характеристик длиннобазных машинных агрегатов при помощи антивибрационных устройств пассивного типа [27, 109J. Б качестве исходного положения используем то обстоятельство, что увеличение частоты собственной формы динамической модели машинного агрегата, порождающей опасную низкочастотную резонансную зону в пусковом скоростном диапазоне двигателя, согласно изложенному в § 9, является эффективным мероприятием для увеличения критерия Z2V. В силу изложенного задачу коррекции пусковых динамических характеристик длиннобазных машинных агрегатов можно интерпретировать как проблему отыскания структуры и параметров пассивной цепи динамической модели и характера ее связи с моделью агрегата, обеспечивающих регламентированное увеличение частоты опасной резонансной зоны в пусковом скоростном диапазоне двигателя.

причем (s + D-я собственная форма, удовлетворяющая этому условию, является вырожденной по компоненте v (hVi s+i = 0) и отвечающее этой форме нормальное колебание инвариантно относительно возмущений, действующих на v-io сосредоточенную массу модели. Опираясь на изложенные особенности АЧХ моделей, можно сформулировать принцип построения модели пассивного корректирующего динамического устройства, обеспечивающего коррекцию динамических характеристик длиннобазных машинных агрегатов с ДВС в пусковом скоростном диапазоне двигателя. В динамической модели машинного агрегата с корректирующим устройством возмущенная сосредоточенная масса z, отображающая механическую подвижную систему двигателя, должна быть расщепляющей. Иначе говоря, сочленение исходной модели машинного агрегата и модели корректирующего устройства должно осуществляться посредством связей, затрагивающих в модели агрегата только массу z. Тогда, учитывая зависимость (20.8), упруго-инерционные параметры модели корректирующего устройства произвольной структуры можно выбрать таким образом, чтобы резонансный режим, порождаемый низшей осцилляцион-ной собственной формой модели машинного агрегата с корректирующим устройством, был вырожденным. Это обстоятельство

Таким образом, в результате присоединения к исходной модели длиннобазного машинного агрегата с ДВС пассивного динамического корректирующего устройства К, удовлетворяющего условиям (20.13), (20.16), принципиально можно добиться повышения частоты опасной резонансной зоны в пусковом скоростном диапазоне двигателя (рис. 94). Потенциальные возможности такого способа частотной коррекции пусковых динамических характеристик машинного агрегата определяются согласно (20.15)

Качественный эффект частотной коррекции при помощи гасителя (20.18) опасной резонансной зоны в пусковом скоростном диапазоне двигателя можно оценить на основе параметра А = Рз/^\-

В варианте 2 гидротрансформатор развивает номинальную мощность при относительно низком числе оборотов двигателя, когда последний имеет максимальный момент и минимальный расход топлива (например, в точке В на рис. 89). При этом мощность двигателя еще далека от своего максимального значения. Таким образом, номинальный режим гидротрансформатора совпадает с наиболее экономичным режимом двигателя. Параболы No гидротрансформатора имеют смысл только левее параболы q>=l, т. е. в рабочем диапазоне двигателя левее точки В (при числе оборотов, меньшем числа оборотов п*0, которое соответствует максимальному моменту двигателя). При числе оборотов двигателя, большем п*, вплоть до максимальной мощности двигателя, параболы гидротрансформатора определяются рабочим процессом гидротрансформатора по уравне-нию (319) (см. рис. 84). Диапазон правее точки В характеризуется пониженной отдачей мощности, так как гидротрансформатор работает в режиме гидромуфты.

Показано, что во всем диапазоне исследованных скоростей деформирования пластическая деформация металла по зоне сварки имеет гетерогенный характер — изменяется величина деформации локализованной вдоль области контакта и протяженность области локализации деформации. При этом изменяется и механизм пластической деформации: при режимах диффузионной сварки (ё ~1(И.СЛ) пластическая деформация реализуется по дислокационному механизму, по мере увеличения ? ~ до 104.С"1...10Г).С'1 пластическая деформацию реализуется преимущественно за счет поворотных механизмов и коллективных форм движения дефектов решетки. Последнее структурно проявляется в виде полос деформации (полос сдвига, полос переориентации). Количественная оценка объемной доли характерных структурных элементов, формирующихся при изменении внешних условий, их размерных характеристик, разориентировок, а также анализ механизмов формирования структур, свидетельствует о том, что по мере увеличения скорости деформирования ё > Ю3.С-1 структурные преобразования в зоне сварки протекают не но эволюционной кинетике, а имеют синергетический характер, кинетика которых может быть описано в рамках теории неравновесной термодинамики [1, 2].

Результаты опытов, проведенных на слитках (D = = 55 мм, H/D=2) из латуни ЛМцА57-3-1, показали, что мелкокристаллическое строение можно получить во всем диапазоне исследованных давлений — от атмосферного до 600 МН/м2 только при определенной степени перегрева над температурой ликвидуса, не превышающей 50—• 60° С. Увеличение степени перегрева до 100° С приводит к укрупнению структуры и появлению значительной зоны столбчатых кристаллов со стороны боковых поверхностей.

Испытания сплава IMI-685 с двухфазовой пластинчатой структурой при выдержке т = 5 мин выявили существенное повышение СРТ во всем диапазоне исследованных КИН [96], при этом было установлено, что по мере увеличения КИН влияние т на СРТ возрастает. Эти данные согласуются с результатами исследования сплава Ti-6Al-4V [104], условия проведения которых повторяли

Во всем диапазоне исследованных деформаций (е(0> ~ 10 ет) и при высоких температурах предел пропорциональности ST практически постоянен и на его величину не влияет степень исходного деформирования ё^. С повышением температур предел пропорциональности при циклическом деформировании увеличивается:

Как показано выше, эффекты ударной поляризации подавляются предварительной поляризацией внешним электрическим полем. Электрический сигнал, соответствующий изменению при сжатии разности потенциалов на электродах плоского конденсатора, образованного двумя проводящими поверхностями с поляризованной пленкой диэлектрика между ними, в диапазоне исследованных давлений обусловлен изменением емкости вслед-

СтЗ в хладонах 11, 12, 13, 21, 22 при 50—150 °С в жидкой и газовой фазах корродирует со скоростью, не превышающей 0,05 мм/год. При длительных испытаниях в жидком хладоне 11 при низких температурах и хладоне 22 в газовой фазе скорость коррозии повышается до 0,3—0,6 мм/год. Коррозия точечная, продукты коррозии содержат хлориды железа. Скорость коррозии аустенитных сталей во всех перечисленных хладонах составляет тысячные доли миллиметра в год во всем диапазоне исследованных температур (50—250 °С). При длительных испытаниях заметны изменения поверхности материалов: она покрыта тонкой желтовато-коричневой пленкой, заметны точечные и язвенные поражения.

Приняв постоянными пластичность сплава в диапазоне исследованных температур (ф(т) = 48 % = const, см. рис. 5.3) и накопленные за цикл деформаций ползучести в соответствующих интервалах долговечности (ес = 0 при N < 10, ес = 4,5 • 10 "5 при 10 < N < 30 и ес = = 2,7 • 10 ~5 при 30 < N < Nf , где Nf = 2020, см. рис. 4.62), получим долю квазистатичского повреждения

Проведенные опыты показали, что при перепуске парогазовой смеси под уровень воды в специальную емкость пар всегда полностью конденсируется во всем диапазоне исследованных па--раметров и (при перепуске через магистраль D=130 мм) происходит более чем шестикратное снижение давления в оболочке (рис. 6.12). Этому способствует использование перфорированного наконечника перепускной трубы, площадь отверстий которого равна площади проходного сечения магистрали, так как интенсифицируется теплообмен перепускаемой смеси с лхлаж-дающей водой без роста противодавления. Как видно из рисунка, недогрев теплоносителя до насыщения приводит к снижению давления в оболочке, но при наличии перепуска это влияние сказывается в меньшей степени. Это позволило проводить последующие опыты с насыщенной водой как для более тяжелого, но более реального случая, ибо при разгерметизации контура теплоносителя давление всегда быстро падает до давления насыщения. Для эффективного снижения давления необходимо хорошо организовать воздухоудаление из цистерны пе-

ного эффекта, под которым понимается увеличение степени сухости перепускаемой смеси хс по,сравнению со степенью сухости х среды, образующейся в оболочке при поступлении в нее теплоносителя. Как видно из рис. 6.14, сепарационный эффект имеет место во всем-диапазоне исследованных параметров, причем в наиболее интересующей нас области давления (при Рв.к>80 кгс/см2), то есть при энтальпиях насыщенного теплоносителя г'дК>312 ккал/кг, отношение хс/х>2, а при неизменном давлении истекающего теплоносителя .степень сухости перепускаемой смеси хс от давления в оболочке практически не зависит (рис. 6.15).

133 кгс/мм4. Изменение твердости и электросопротивления не отмечалось во всем диапазоне исследованных напряжений. Остаточная деформация появляется только при напряжениях-свыше 108 кгс/мм8, хотя при этом рост предела упругости уже достаточно значителен (35 кгс/мм2). При напряжении 115 кгс/мм2 епл составляет —0,5%. Отмеченный выше эффект повышения свойств, особенно сопротивления малым пластическим деформациям, по всей вероятности так же как и в случае динамического старения сплава 36НХТЮМ8, связан в первую очередь с дораспадом твер--дого раствора в поле напряжений, но в отличие от первого рост сопротивления малым пластическим'деформациям значительнее 'даже в том случае, когда епл —» 0.

ный коэффициент трения в порядке убывания значимости оказывают влия-_ ние следующие факторы: номинальное давление ра (Х2), скорость скольжения и(Х3), удельная работа трения ЩХ]). Во всем диапазоне исследованных давлений с изменением скорости /max изменяется незначительно, а с увеличением давления наблюдается снижение коэффициента трения в среднем от 0,53 до 0,4, или в 1,3 раза. Удельная работа трения в рассматриваемом диапазоне изменения не оказывает существенного влияния на значение макси-. мального коэффициента трения.