Давления в процессе валкового отжима кожи Текст научной статьи по специальности «Механика и машиностроение»

Современные инновации, системы и технологии // Modern Innovations, Systems and Technologies

2023; 3(4) eISSN: 2782-2818 https://www.oajmist.com

УДК: 677.057 EDN: USUAWK

DOI: https://doi.org/10.47813/2782-2818-2023-3-4-0216-0230

Давления в процессе валкового отжима кожи

Г. А. Бахадиров1, Ш. Р. Хуррамов2, К. Ю. Алибоев1

1 Институт механики и сейсмостойкости сооружений АНРУз, Ташкент, Узбекистан 2Ташкентский архитектурно-строительный университет, Ташкент, Узбекистан

Аннотация. В работе путем решения контактных и гидравлических задач валкового отжима кожи получены математические модели закономерностей распределения нормального напряжения и гидравлического давления при валковом отжиме кожи. Выявлено, что нормальные напряжения изменяются от нуля в начале и в конце зоны контакта валков до максимума в точке максимальной деформации кожи, а гидравлические давления изменяются от нуля в начале зоны контакта валков до максимума в точке максимальной деформации кожи, после этого гидравлические давления до конца зоны контакта валков равняются нулю.

Ключевые слова: валковый отжим кожи, контактные задачи, кривые контакта валков, контактные напряжения, гидравлические давления.

Для цитирования: Бахадиров, Г. А., Хуррамов, Ш. Р., & Алибоев, К. Ю. (2023). Давления в процессе валкового отжима кожи. Современные инновации, системы и технологии - Modern Innovations, Systems and Technologies, 3(4), 0216-0230. https://doi.org/10.47813/2782-2818-2023-3-4-0216-0230

Pressures during roller squeezing of leather

G. A. Bahadirov1, Sh. R. Khurramov2, K. Yu. Aliboev1

institute of Mechanics and Seismic Stability of Structure of the Academy of Sciences of the Republic of Uzbekistan, Tashkent, Uzbekistan 2Tashkent University of Architecture and Civil Engineering, Tashkent, Republic of Uzbekistan

Abstract. With the solution of contact and hydraulic problems of roller squeezing of leather, mathematical models of the patterns of distribution of normal stress and hydraulic squeezers during roller squeezing of leather were obtained. It was revealed that normal stresses change from zero at the beginning and end of the roll contact zone to a maximum at the point of maximum skin deformation, and hydraulic pressures change from zero at the beginning of the roll contact zone to a maximum at the point of maximum leather deformation, after which it is equal to zero until the end of the roll contact zone.

Keywords: roller pressing of leather, contact problems, roll contact curves, contact stresses, hydraulic pressures.

© Бахадиров Г. А., Хуррамов Ш. Р., Алибоев К. Ю. 2023

0216

For citation: Bahadirov, G. A., Khurramov, S. R., & Aliboev, K. Y. (2023). Pressures during roller squeezing of leather. Modern Innovations, Systems and Technologies, 3(4), 0216-0230. https://doi.org/10.47813/2782-2818-2023-3-4-0216-0230

ВВЕДЕНИЕ

Технология обработки различных материалов с применением валковых машин широко применяется во многих отраслях промышленности. Например, парк оборудования для механической обработки кожевенного полуфабриката состоит в основном из валковых машин. Среди них можно выделит валковые машины для отжима кожи, создающие влагу, необходимую для последующих механических операций. Качество таких операций, следовательно, качество готовой продукции, зависит от эффективности процесса отжима [1].

Математическое моделирование процесса валкового отжима мокрых материалов представляет собой одну из сложнейших задач современной механики. Проблема заключается в необходимости совместного решения двух задач: первая - контактное взаимодействие в двухвалковом модуле (контактная задача); вторая - фильтрация влаги в деформируемой неоднородной пористой среде (гидравлическая задача). Положение усугубляется также большой величиной деформации отжимаемого материала и покрытия валков, так как в валковых отжимных машинах один или оба валка имеют покрытие из материала, имеющего вязкоупругие свойства, а также сложностью гидродинамических явлений, протекающих во времени и связанных с удалением влаги.

В процессе валкового отжима под действием давления прижимных устройств валков происходит уплотнение кожи, которое заключается в перегруппировке твердых частиц и уменьшении объема пор между ними, и сопровождается выжиманием влаги, заполняющей эти поры. Поэтому при отжиме часть приложенного давления воспринимается твердой фазой, а часть - влагой. Часть давления, воспринимаемая твердой фазой, называется сжимающим давлением, а влагой - гидравлическим давлением. Сжимающие давления и гидравлические давления распределяются по кривым контакта валков. Поэтому, в каждой точке кривой контакта валков, общие давления уравновешиваются сжимающим и гидравлическим давлением.

Сжимающие давления (нормального напряжения) определяют на основе изучения явления контактного взаимодействия обрабатываемого материала с рабочими

валками, т.е. путем решения контактной задачи. Гидравлические давления находят на основе изучения явления фильтрации влаги в деформируемой неоднородной пористой среде, т.е. путем решения гидравлической задачи.

Анализ литературы показал, что распределения нормального напряжения и гидравлического давления, полученные в теоретических исследованиях, не соответствуют экспериментальным эпюрам, так как математические модели нормального напряжения определены без учета явления фильтрации влаги и наоборот, гидравлического давления - явления контактного взаимодействия.

Данная работа посвящена математическому моделированию распределения нормального напряжения и гидравлического давления в процессе валкового отжима кожи (кожевенного полуфабриката после красильно-жировальных операций).

Согласно [1], валковые модули кожевенных отжимных машин в основном имеют симметричный вид.

В работе рассматривается симметричный валковый модуль, в котором кожа (слой кожи) с толщиной 5Х взаимодействует с приводными валками, имеющими радиус Я и эластичное покрытие из технического сукна с толщиной Н. На рисунке 1 представлена верхняя часть валкового модуля относительно линии симметрии.

МАТЕРИАЛЫ И МЕТОДЫ

Рисунок 1. Схема валкового модуля отжима кожи. Figure 1. Diagram of the roller module for squeezing leather.

Современные инновации, системы и технологии // Modern Innovations, Systems and Technologies

2023; 3(4) https://www.oajmist.com

В рассматриваемом валковом модуле кривая контакта валка (каждого) состоит из двух зон. В первой зоне кожа и сукно сжимаются. Поэтому первая зона имеет криволинейную форму. В зоне сжатия имеется сечение водораздела [2]. Жидкость слева от этого сечения движется навстречу коже, справа по ходу кожи. Поэтому в точке сечения водораздела, находящейся на кривой контакта валка, скорость фильтрации жидкости вдоль оси Ох равняется нулю. Исходя из этого, первую зону кривого контакта валка относительно сечения водораздела разделим на два участка.

В связи с тем, что кожевенный полуфабрикат в стадии отжима после красильно-жировальных операций имеет равномерную и тонкую толщину, она во второй зоне не будет восстанавливать деформацию, то есть не деформируется. Поэтому вторая зона (третьей участок) имеет прямолинейную форму.

В процессе отжима, вследствие действия реактивных сил, точка максимальной деформации кожи (точка, разделяющая первую и вторую зоны) будет смещена от линии центров в сторону входа кожи в зону контакта [3].

Поэтому, имеем

ft ^-ft> "ft ^-ft> "ft ^ft>

или

— <+<ъ<6х+<<—<+<, — ф5+фъ<62+фъ< 0, 0 <63+<3<<2+<3, (1) где 6Х, 62, 63 - полярные углы точек первого, второго и третьего участка, <— углы контакта (захвата и выхода), < — угол, определяющий точку максимальной деформации кожи, < — угол, определяющий точку водораздела, лежащую на кривой контакта валка.

Для моделирования распределения нормального напряжения и гидравлического давления в первую очередь необходимо определить аналитическую формулу, описывающую форму кривого контакта валка.

Математическую модель криволинейной зоны кривого контакта определяем с

применением гипотезы о постоянстве соотношения скоростей деформации

8'

соприкасающихся тел в зоне контакта = у [4] и с учетом выражения (см. рисунок 1)

R - к.

Ъ =■

2cos(-ft + (р3)

H

к - R

cos(-fti + (Рз)

cos(0j + (р3 )

(2)

где 8*, 8 — относительные деформации кожи и сукна, у —показатель, определяющий соотношение скоростей деформации кожи и сукна при сжатии.

*

Ъ =

Тогда, имеем

где m =

2H cos(—( + ( )

Л

ri =

1 + m/

1 + my

cos(—( + ( ) cos(#t + ( )

(3)

РЕЗУЛЬТАТЫ

На первом участке кривого контакта выделим элемент длиной dl\. На этот элемент со стороны кожи действует элементарная нормальная dNl и касательная dTx силы, которые уравновешиваются силой <j[dlx (рисунок 1):

a[d.lx — dN cos 0o - dTx sin О0 = 0

или

ni = <,

где <г[ — напряжение сжатия сукна в направлении n — n . Согласно рисунку 1, имеем <г[ = < cos^ , или

П = < cos щ, (4)

где < — напряжение сжатия сукна в радиальном направлении к оси.

Согласно [5, 6], кожа и сукно формализуются как сплошная среда со свойствами упругости, вязкости и пластичности и описываются реологическими моделями Кельвина - Фойгта:

dp*

* _,* * * WGi

<i = Ei pi + Mi — dt

<i = Eipi. + Mi

dsx dt

(5)

* * I-»* * 1

где &*,£*,Е*,¡л* — напряжения, деформация, модули упругости и вязкости кожи при сжатии, ,ех, Е, Л — напряжения, деформация, модули упругости и вязкости сукна при сжатии.

Согласно формулам (2) и (5) напряжение сжатия в радиальном направлении имеет

вид

= Eipi.+Mi~r, dt

(6)

R — ri,

где p =- или с учетом уравнения (3)

H

=

myR

H (1 + my)

1 -

Cos(-( + ( ) C0s(^ + ( )

(7)

Отсюда получим

dsx dt

myR с cos(-( + (3) H(1 + my) cos(6'1 + (3)

tg (&1 + (3),

(8)

где со- угловая скорость валка.

С учетом выражений (7) и (8) из формулы (6) находим

myR

H (1 + my)

^ - C0s(-ft (^ {вх +^з)Л

(9)

ео8(^ + ^з)

Зависимость (6) и, соответственно, зависимость (9), отражают напряжения в статическом процессе. Поэтому, вместо зависимости (9) используют ее уточненный вид для динамического процесса [7]. Уточняя зависимость (9) согласно работе [7], перепишем ее в виде

=

myR

(

H (1 + my)

(E1 +ß1Ctg(-( +^3)) -

Cos(-( + ( ) C0s(#! + ( )

Л

(E +ßxatg(в, + () . (10)

n1 =

Тогда из равенства (4) находим математическую модель распределения х нап

myR

нормальных напряжений по первому участку кривого контакта валка

( _i_ /•/» л Л

H (1 + my)

(E1 +ßCg(-( + ()) - C0s( .J1 + ) (E1 + ßCg(в1 + (3)

C0s(e + ( )

V

COS щ,

У

+(з ^в1 +(з ~ (5 + (

Дифференцируя равенства (3), получим

Г ==

myR cos(-( + (3)

1 + my cos (р(в1 + (3) С учетом равенств (3) и (12), имеем

tg (в +(3).

(11)

(12)

r1

= — =

my cos(-( + ( )

или

щ = arctg

Г cos(e + ( ) + my cos(-( + ( ) my cos(-( +( )

tg (в +(3) •

Г

Л

tg (в +(3)

(13)

+ ^з) + да у соб(-^ +фъ)

По аналогии с формулой (11) находим математическую модель распределения нормальных напряжений по второму участку кривого контакта валка

Современные инновации, системы и технологии // Modern Innovations, Systems and Technologies

2023; 3(4) https://www.oajmist.com

П2 =

myR

f

H (1 + my)

(E1 +№tg (-^i +^3)) -

л

где

y/2 = arctg

cos(e2 + (p3) + ^3 <в2 + ^3 < 0,

my cos(-^ )

(E1 +^i®tg (^2 +^3)

cos^2,

(в2 +^3)

(14)

(15)

соз(02 + () + ту соз(—( + ()

Обобщая формулы (11), (13) и (14), получим математическую модель распределения нормальных напряжений по криволинейной зоне кривого контакта валка

( ^ т , ™ Л Л

n =

myR

H (1 + my)

(E + a0tg(-0>1 + ^)) - C0S(-f1 +^3) (E1 + ft mtg(в + (P3)

C0S(^ + (p3 )

-р1+р3<в + р3< 0,

V

cos^,

У

где

^ = arctg

my cos(-^ + (p3)

-g (в + ^3)

(16)

(17)

соз(0 + () + ту соз(—( + (3) По аналогии с формулой (3) напишем уравнение третьего участка зоны кривого

контакта валка

R

(

1 + m У1

1 + m У1

cos(^2 + ^3)

Л

СО803 + ( )

При этом у стремится к бесконечности, поскольку для третьего участка а* = 0 . Тогда имеем

r = R-

0<в + ф3 <р2 + р3.

(18)

СОв(0 + (р3 )

Формулу (18) можно получить непосредственно из рисунка 1. По аналогии с формулой (16) находим математическую модель распределения нормальных напряжений по прямолинейной зоне кривого контакта валка

n=

R_

H

(

\

(E2 +^2&tgО2 +^3)) -

-^-^ (E2 + ^Mg(в2 + (Р3 ) cos(e + (Р3 ),

cos(e + ФЪ )

0 <0+ (<(+(. (19)

Положения точки приложения птах соответствует точке максимальной деформации кожи. Тогда из зависимости (16) получим

myR

H (1 + my)

E sin 2

O1 -^3)

n =

max

или после упрощения

я = 2HyR(ЕМ - 2th<») . (20)

max о ътт / w 1 /3/ V /

2(dj + 2Hy cos(-^>, +^3))

Аналогичную формулу можно получить с использованием зависимости (20)

■(^2 . (21)

R( E2(ft +^3) + 2^2®),

тах 2Н

Таким образом, зависимости (16) и (19) определяют математическую модель распределения нормальных напряжений по кривой контакта валка в валковом модуле отжима кожи. Для облегчения дальнейшего использования этих зависимостей аппроксимируем их более простыми эмпирическими зависимостями.

В работах [3, 8] проанализированы полученные в экспериментальных и теоретических исследованиях закономерности распределения нормальных напряжений в двухвалковых моделях технологических машин, а в работе [9] при качении колеса, и описаны различными эмпирическими зависимостями. На основе анализа графиков этих зависимостей принимаем для закономерностей распределения нормальных напряжений по кривым контакта валкового модуля отжима кожи в виде следующих эмпирических формул

п

п = , тах \2 ((9 -^з)2 -(£ + ^з)2), + 9з <£ + 9з < 0, (22)

п+ ^з)2 -(е+^з)2, 0<е+^з <у2 + 9, (23)

92 + 9з

где птах - определяется по формуле (20) (или (21)).

Сравнительный анализ графиков формул (16) и (19) с графиками эмпирических зависимостей (22) и (23) с максимальным значением, определяемым по формуле (20) (или (21)), показал, что они совпадают с достаточной для инженерных расчетов точностью.

Переходим к разработке математической модели распределения гидравлического давления по кривым контакта валкового модуля отжима кожи.

В процессе сжатия жидкость переходит из кожи в сукно вдоль полярного радиуса [2, 3].

Скорость кожи в области контакта величина постоянная и равна ук .

Скорость жидкости в области отжима равна сумме двух составляющих [10]:

^1жх = С^к - и1х, ^1жу = и1у, (24)

гДе у1жх, и\х, У1жу, и - абсолютная скорость и скорость фильтрации жидкости в зоне сжатия вдоль осей Ox и Oy, £1 — относительная деформация кожи в зоне сжатия. В процессе фильтрации должно выполняться уравнение неразрывности [10]:

д(еук - щх) | дЮ

ax dyx

= о

или

d£j du1x duiy

v., —1---— +--- = 0 .

dx dxx dyx

Переходя к дифференцированию по одной переменной вх+<, запишем

t t 1 £\ u\x uiy n

v — —— +—- = 0.

кг t f

x1 x1 y1

Заметим, что

или

uiy =-uixctg + <3)

u'ly =~u'lxct8 (в1 + <3) + uix

1

x sin2(3 + < ) Учитывая это, из равенства (25) получим

(y[ sin(3 + <) + x[ cos(3 + <)) sin(3 + < )u¡x —:

1

sin(3 +< )

u'x = vKS, y' .

(25)

(26)

(27)

(28)

Из рисунка 1 следует, что = г эиПД + <р3), у1 = —г соб^ + ) , Отсюда находим

л[ = г 8ш(вх+фъ) + г соб(^ + (ръ), = —г/ соб(^ + ) + Г эиПД +фг). (29) После подстановки производных из равенства (29) в равенство (28) и несложных преобразований находим

, (r1 sin(0! + <3 ) + r cos(6»! + <3 )) ,

r'uix -

ui'x = vX(ri sin(6l1 + <3 ) - ri'COs(#i + <3 )) . (30)

+ФЪ )

Дифференциальное уравнение (30) является линейным. Его однородная часть имеет решение

Щх = Clr1sm(в1 + щ), (31)

откуда

и[х = Сх г эиПД + ) + ^ (г/эиЛД + ^з) + г соб(^ + ^з)). Подставив х и и1х в уравнение (31), имеем

Современные инновации, системы и технологии // Modern Innovations, Systems and Technologies

@ ©

2023; 3(4) https://www.oajmist.com

C1 = vKs[(rx sin(^! + - r,cos(^ + . (32)

Из равенства (2) имеем

*; = -7T r/' (33)

Ну

С учетом выражения (3), (12) и (33) из равенства (32) получим

с, = _ ук m cos(-^i +^3)sin2(^i +^3)

Н (cos(^ + <ръ) + ту cos(-^ + <ръ))

или после введения допущения sin(^ + (ръ) « 0Х + , cos(^ + (ръ) « 1 - ( 1

2

2

_ VKтcos(-ffi +^3) (Д +^3)2 ,,.4

C1 = ТТ ' m \2 , ()

Ha a - (вх +фъ)

где a = 1 + ту cos(-^ + (ръ).

Интегрируем выражению (34)

с, = _\т c°s(-^1 +^3)

Ha

- (вх+^3)in

•v/a + (^ + ^з)

4a - (91 +^3)

Раскладывая логарифмическую функцию в ряд и ограничиваясь членами до третьей степени относительно вх+(, имеем

C =- П.т^ + '((,_ +^3)3 + C)

3Ha

или

Укт c°s(-^ +^3)

C1 = -^т- У и2 ' (Ю + ft )3 + C). (35)

3H (1 + ту cos(-^ + ))

Подставим это выражение в уравнение (31)

Укт cos(-^! +^3) 3

' ((^1 + ft) + C )r1sin(6'1 +^3).

зН (1 + ту сов(-( + ()) Постоянную интегрирования С находим по условию, что скорость фильтрации жидкости вдоль оси Ох в точке водораздела, лежащей на кривой контакта валка, равняется нулю щх (-( + ( ) = 0 :

С = (5 -(з)з.

Тогда имеем

Щх = -Ь((е1 + (з )з + (5 - (з ))Г1 Э^! + (з X (36)

где

ъ = Ук т соэ(-(1 +(з) (37)

зН (1 + ту соэ(-( + ( ))2

Современные инновации, системы и технологии // Modern Innovations, Systems and Technologies

2023; 3(4) https://www.oajmist.com

Из равенства (26) с учетом равенства (36) находим

uiy = Ь((в1 + <3)3 + (<5 - <3)3)ri COs(31 + <эХ

(38)

При известных значениях слагаемых и и и , скорость фильтрации жидкости

вдоль радиуса вектора определяется по формуле u11r =-yJu~1

2 2 uii, = д/u11x + U11y :

U'r = Ь((в1 + <3 )3 + (<5 - <3 )3 )ri cOs(3' + <3 ),

(39)

или с учетом равенства (3)

ДЬ

1 + my

(1 + my

cos(-< +<3)

cos(3 + < )

((в1 + <3)3 + (<5 - <3)3) , - <1 + <3 ^ в + <3 ^ -<5 + <3- (40)

В работе [2] установлена применимость для анизотропной среды, обобщенного закона Дарси в виде

dp u

dr ka

(41)

где

1 _ cos2 в sin2 в Кв K1 К 2

(42)

где рг — гидравлическое давление в направлении г ; К — коэффициент фильтрации по оси Оу, К — коэффициент фильтрации по оси Ох /и — коэффициент вязкости жидкости. Согласно формулам (39), (41) и (42), имеем

_ J cos2 (в1 +<3) srn2(e1 +<3) ^

ap1r = -jb ---+---

I К1 К 2

Г1Г/((в1 + <3 )3 + (<5 - <3 )3 )dв + <3) . (43)

После интегрирования выражения (43) с учетом выражений (3) и (12) и введя

(в +<3)2

jub

допущения sin(e + <) ~ в + < , cos(3 + <) ~ 1 - ' '2"' ' получим

P1r =

2К

■(<5 -<3) (Г1 + С2)-

Определяя постоянную интегрирования С2 по начальному условию Р) (—^ + ^з) = 0 и учитывая равенства (3), имеем:

P1r =

jubR2

2К

1 --

1

(1 + my)2

1 + my

cos(-< +<3)

cos(e + <3 )

(<5 - <3 )3 > - <1 + <3 ^ в1 + <3 ^ -<5 + <3 - (44)

По аналогии с формулой (44) запишем

u1r =

Современные инновации, системы и технологии // Modern Innovations, Systems and Technologies

2023; 3(4) https://www.oajmist.com

Plr =

/bR2

2K

1 —

1

(1 + my)2

1 + my

cos(-p + Рз) cos(02 + Р )

2

(p5-ръ )3, -p5 + Рз<вг + Рз< 0. (45)

По аналогии с равенством (30) для третьего участка кривого контакта, имеем (г3' 8т(#3 + р) + г С0Б(^3 + р)) ,

гзи 3 х

sin(#3 +рз)

и'зх = vk£'з (Г sin(03 + p) - г'з cos(03 + p)). (46)

Из равенства (18) находим

r3 = R

COs(P2 +Рз ) cos2(#3 + Р3 )

sin(#3 + Р3 ).

(47)

С учетом выражения (18) и (47) по аналогии с равенством (30) получим

1

и 3 х -■

-и 3 х = 0.

вш($з + р3) сов(^ + р) Это уравнение имеет решение

и ъх = С3%(0ъ+ръ). (48)

Когда в2+Рз = + Рз = 0, то имеют место равенства и2х (0) = и3х (0) = 0. Отсюда имеем, что С3 = 0 . Тогда из равенства (31) и по аналогии с равенством (4) следует, что иЪх = 0 и и3 = 0, соответственно

иг = 0, рг = 0, 0 <6»з+рз<р2 +рз. (49)

Обобщая формулы (44), (45) и (48), имеем

Pr =

/bR2

2K

1 --

1

(1 + my)2

1 + my

cos(-p + p3) cos(# + p3)

(p5-Рз)3, -p1 +Рз <в + Рз < 0,

рг = 0, 0<6>з +рз <р2 + р. (50)

Зависимость (50) определяет математическую модель гидравлического давления по кривым контакта валкового модуля отжима кожи.

Таким образом, получены математические модели закономерностей распределения нормального напряжения и гидравлического давления при валковом отжиме кожи (кожевенного полуфабриката после красильно-жировальных операций).

Анализ графиков полученных математических моделей показал, что они соответствуют экспериментальным эпюрам, полученным при отжиме различных материалов.

ЗАКЛЮЧЕНИЕ

1. На основе решения контактных и гидравлических задач валкового отжима кожи получены математические модели закономерностей распределения нормального напряжения и гидравлического давления при валковом отжиме кожи (кожевенного полуфабриката после красильно-жировальных операций).

2. Полученные математические модели распределения нормальных напряжений аппроксимированы более упрошенными эмпирическими зависимостями с максимальным значением, определяемым по разработанным моделям. Сравнительный анализ графиков полученных математических моделей с графиками эмпирических зависимостей показал, что они совпадают с достаточной для инженерных расчетов точностью.

3. Выявлено, что нормальные напряжения изменяются от нуля в начале и в конце зоны контакта валков до максимума в точке максимальной деформации кожи, а гидравлические давления изменяются от нуля в начале зоны контакта валков до максимума в точке максимальной деформации кожи, после этого и до конца зоны контакта валков это давление равняется нулю.

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ

[1] Бурмистров А.Г. Машины и аппараты производства кожи и меха. М.: Колос С; 2006. 384.

[2] Новиков Н.Е. Прессование бумажного полотна. М.: Лесная промышленность; 1972. 242.

[3] Кузнецов Г.К. Исследование и методика проектирования валковых отжимных устройств текстильных машин: Дис. ... докт. техн. наук. Кострома; 1970. 287.

[4] Хуррамов Ш.Р. Теоретические основы контактного взаимодействия в двухвалковых модулях и ее использование в совершенствовании процессов механической обработки. Дисс. .докт. техн. наук. Т.; 2022. 225.

[5] Бурмистров А.Г., Ибара Поль, Чурсин В.И., Илюхина О.А. Исследование деформационных характеристик дермы на отдельных стадиях кожевенного производства. Известия ВУЗов. Технология легкой промышленности. 1992; 3-4: 40-43.

[6] Колычев М.В., Кокушин Н.Н. Исследование деформационных свойств прессовых сукон бумагоделательных машин. Целлюлоза. Бумага. Картон. 2015; 6: 68-72.

[7] Курбанова Ф.З. Исследование контактного взаимодействия в валковых парах для совершенствования процессов механической обработки листовых материалов. Дисс. ...докт фил. по техн.наук. Т.; 2022. 138.

[8] Фомин Ю.Г. Разработка теоретических основ и средств повышения эффективности обработки тканей валковыми модулями отделочных машин: Дис. ... докт. техн. наук. Иваново; 2001. 406.

[9] Селюк Д.В., Карпухин С.Л. Оценка влияния режима работы эластичного колеса на параметры его качения по деформируемой опорной поверхности. Журнал автомобильных инженеров. 2016; 6(101): 14-18.

[10] Полумисков С.А. Исследование валкового пропиточного устройства и разработка метода расчета его конструктивных и технологических параметров: Автореф. дис. .канд. техн. наук. Иваново; 1997. 17.

REFERENCES

[1] Burmistrov A.G. Mashiny i apparaty proizvodstva kozhi i mekha. M.: Kolos S; 2006. 384. (In Russian)

[2] Novikov N.E. Pressovanie bumazhnogo polotna. M.: Lesnaya promyshlennost'; 1972. 242. (In Russian)

[3] Kuznecov G.K. Issledovanie i metodika proektirovaniya valkovyh otzhimnyh ustrojstv tekstil'nyh mashin: Dis. ... dokt. tekhn. nauk. Kostroma; 1970. 287. (In Russian)

[4] Hurramov SH.R. Teoreticheskie osnovy kontaktnogo vzaimodejstviya v dvuhvalkovyh modulyah i ee ispol'zovanie v sovershenstvovanii processov mekhanicheskoj obrabotki. Diss. .dokt. tekhn. nauk. T.; 2022. 225. (In Russian)

[5] Burmistrov A.G., Ibara Pol', Chursin V.I., Ilyuhina O.A. Issledovanie deformacionnyh harakteristik dermy na otdel'nyh stadiyah kozhevennogo proizvodstva. Izvestiya VUZov. Tekhnologiya legkoj promyshlennosti. 1992; 3-4: 40-43. (In Russian)

[6] Kolychev M.V., Kokushin N.N. Issledovanie deformacionnyh svojstv pressovyh sukon bumagodelatel'nyh mashin. Cellyuloza. Bumaga. Karton. 2015; 6: 68-72. (In Russian)

[7] Kurbanova F.Z. Issledovanie kontaktnogo vzaimodejstviya v valkovyh parah dlya sovershenstvovaniya processov mekhanicheskoj obrabotki listovyh materialov. Diss. .dokt fil. po tekhn.nauk. T.; 2022. 138. (In Russian)

[8] Fomin YU.G. Razrabotka teoreticheskih osnov i sredstv povysheniya effektivnosti obrabotki tkanej valkovymi modulyami otdelochnyh mashin: Dis. ... dokt. tekhn. nauk.

Ivanovo; 2001. 406. (In Russian)

[9] Selyuk D.V., Karpuhin S.L. Ocenka vliyaniya rezhima raboty elastichnogo kolesa na parametry ego kacheniya po deformiruemoj opornoj poverhnosti. ZHurnal avtomobil'nyh inzhenerov. 2016; 6(101): 14-18. (In Russian)

[10] Polumiskov S.A. Issledovanie valkovogo propitochnogo ustrojstva i razrabotka metoda rascheta ego konstruktivnyh i tekhnologicheskih parametrov: Avtoref. dis. .. .kand. tekhn. nauk. Ivanovo; 1997. 17. (In Russian)

ИНФОРМАЦИЯ ОБ АВТОРАХ / INFORMATION ABOUT THE AUTHORS

Бахадиров Гайрат Атаханович,

д.т.н, профессор, Институт механики и сейсмостойкости сооружений АН РУз, главный научный сотрудник, Ташкент, Республика Узбекистан

Gairat Bahadirov, Doctor of Technical Sciences, Professor, Institute of Mechanics and Seismic Stability of Structures of the Academy of Sciences of the Republic of Uzbekistan, Chief Researcher, Tashkent, Republic of Uzbekistan

Хуррамов Шавкат Рахматуллаевич, д.т.н, профессор, Ташкентский архитектурно-строительный университет, профессор, Ташкент, Республика Узбекистан

Shavkat Khurramov, Doctor of Technical Sciences, Professor, Tashkent University of Architecture and Civil Engineering, Professor, Tashkent, Republic of Uzbekistan

Алибоев Кахрамон Юсупович,

Институт механики и сейсмостойкости сооружений АН РУз, стажер-исследователь, Ташкент, Республика Узбекистан

Kahramon Aliboev, Institute of Mechanics and Seismic Stability of Structures of the Academy of Sciences of the Republic of Uzbekistan, trainee researcher, Tashkent, Republic of Uzbekistan

Статья поступила в редакцию 04.12.2023; одобрена после рецензирования 12.12.2023; принята

к публикации 13.12.2023.

The article was submitted 04.12.2023; approved after reviewing 12.12.2023; accepted for publication

13.12.2023.