CC BY
21
Найденная интегральным методом идентификации математическая модель может быть использована в задачах синтеза регуляторов для управления сварочным током сварочной цепи, контроля количества тепла на участке металла между контактными сварочными электродами.
Исследование выполнено при финансовой поддержке РФФИ в рамках научного проекта № 15-38-50594 мол_нр «Разработка и исследование алгоритмов идентификации объектов управления с сосредоточенными и распределенными параметрами, с целью построения адаптивных систем управления и регулирования».
БИБЛИОГРАФИЧЕСКИЙ СПИСОК
1. Chen Z., Shi Y., Zha H. Evaluating Technology of Spot Weld Quality for Coated High Strength Steel Sheet Based on Ultrasonic Guide Wave // IEEE Ultrasonics Symposium, 2008. P. 406-409.
2. Wen-Ren Y., Chau-Shing W. Current Measurement of Resistance Spot Welding Using DSP // Tamkang Journal of Science and Engineering. 2011. № 14. P. 33-38.
3. Blumentritt N. Online Control of Resistance Spot Welding by an Ultrasonic Through Transmission Technique // Weld. World. 2002. № 46. P. 297307.
4. Nied H.A. The Finite Element Modelling of the Resistance Spot Welding Process // Weld. J. Miami. 1984. № 63. P. 123-132.
5. Tsai C.L., Jammal O.A., Papritan J.C., Dickinson D.W. Modeling of Resistance Spot Weld Nugget Growth // Weld. J. Miami. 1992. № 71. P. 47-54.
6. Бельфор М.Г.; Патон, В.Е. Оборудование для дуговой и шлаковой сварки и наплавки. М. : Высшая школа, 1974. 256 с.
7. Гецкин О.Б., Полосков С.И., Ерофеев В.А., Витько О.П. Устойчивость процесса сварки плавящимся электродом с короткими замыканиями дугового промежутка // Тяжелое машиностроение. 2008. № 9. С. 20-23.
8. Ljung L. System identification theory for the user, Prentice Hall, Upper Saddle River, New Jersey, 1999.
9. Goncharov V. Rudnicki V. Real interpolation method in automatic control systems self-adjustment problem // Systems Science. 2010. V. 3(36). P. 35-37._
УДК 620.179 Степанов Александр Петрович,
к. т. н., доцент кафедры «Электроэнергетика транспорта», Иркутский государственный университет путей сообщения, тел. (3952) 638-338, e-mail: [email protected] Степанов Максим Александрович, аспирант кафедры «Механика и приборостроение», Иркутский государственный университет путей сообщения, тел: (3952) 638-343, e-mail: [email protected]
МЕТОД МАГНИТНОГО КОНТРОЛЯ И ДИАГНОСТИКИ НАПРЯЖЁННОГО СОСТОЯНИЯ ЭЛЕМЕНТОВ СТАЛЬНЫХ КОНСТРУКЦИЙ, ИМЕЮЩИХ ОСЕСИММЕТРИЧНОЕ СЕЧЕНИЕ
A. P. Stepanov, M. A. Stepanov
THE METHOD OF MAGNETIC CONTROL AND DIAGNOSIS OF STRESSED STATE OF STEEL STRUCTURE ELEMENTS WITH AXIALLY SYMMETRICAL CROSS SECTION
Аннотация. Разработан и исследован метод магнитного контроля и диагностики напряжённого состояния элементов стальных конструкций, имеющих осесимметричное поперечное сечение и находящихся в рабочем состоянии. При разработке метода использовался способ, изложенный в трёх патентах, суть которого сводится к следующему. Контролируемый участок намагничивается путём создания симметричного магнитного поля относительно оси (осей) симметрии геометрической фигуры поперечного сечения элемента на его протяжении. При однородности материала элемента конструкции и отсутствии механических напряжений в нём магнитная индукция в характерных точках поперечных сечений элемента, симметричных относительно оси (осей) на поверхности элемента, будет одинаковой по величине. При появлении механических напряжений на контролируемом участке элемента в его сечениях, согласно эффекту Виллари, появится несимметрия в картинах магнитного поля сечений. После измерений и нахождения разности магнитной индукции в характерных точках сечений делается оценка его напряжённого состояния. Был проведён эксперимент с прямоугольным стальным профилем при его изгибе. В результате была установлена аналитическая зависимость между напряжённостью в материале и разностью магнитной индукции в характерных точках сечений при упругой деформации профиля, которая по своей сути аналогична закону Гука. При одних и тех же условиях проведения измерений величин индукции в характерных точках в пределах упругих свойств элемента полученные выражения дают возможность пользоваться значениями разностей модулей индукции в характерных точках напрямую, не пересчитывая эти значения в механическое напряжение. Технический результат реализации метода заключается в возможности обеспечения оперативного выполнения процесса контроля и оценки изгибных напряжений в материале элементов стальных конструкций, находящихся в рабочем состоянии, с помощью простых мобильных технических средств.
Машиностроение и машиноведение
Ключевые слова: магнитный контроль, диагностика, напряжённое состояние, стальные конструкции.
Abstract. We consider the method of magnetic control and diagnosis of stressed state of steel structure elements which have axi-ally symmetrical cross section and are in working order. In developing the method we used a manner set out in three patents, the essence of which is as follows. The controlled place is magnetized by creating a symmetrical magnetic field relative to the axis (axes) of symmetry of geometric shapes element along its length. With the homogeneity of the material of the structural element and the absence of mechanical stresses in it, the magnetic induction in the characteristic points of the element cross section, symmetric with respect to the axle (s) on the surface of the element will be equal in magnitude. The appearance of mechanical stresses on the controlled area of the element in its cross-section, according to the Villari effect, causes no symmetry in the image of the magnetic field sections. After finding the difference between the measurements and the magnetic induction in the characteristic points of the cross sections, an assessment of its stressed state was made. Experiment was conducted with a rectangular steel profile when bending, which resulted in an analytical dependence between the tensions in the material and the difference between the magnetic induction in the characteristic points of the cross sections at the elastic deformation profile, which in essence is similar to Hooke's law. At the same conditions of measurement values induction at characteristic points within the elastic properties of the obtained expressions give the opportunity to use the values of the differences in the induction module characteristic points directly, not counting those values into mechanical tension. The technical result of the implementation of the method is the ability to ensure speedy implementation of the process of monitoring and evaluation of bending stresses in the material of steel structure elements that are in working condition, with simple mobile technology.
Keywords: magnetic control, diagnosis, stressed state, steel structures.
Введение
Техническая диагностика конструкционных материалов ориентируется на методы и средства измерения и оценки остаточных и рабочих внутренних напряжений, при этом эффективность методов остаётся невысокой при их непосредственном использовании на действующем оборудовании по следующим причинам [1-5]: непригодность для контроля протяженных трубопроводов и конструкций; невозможность оценки глубинных слоев металла для большинства методов контроля; построение графиков на основе испытаний предварительно изготовленных образцов, которые, как правило, не отражают фактическое энергетическое состояние оборудования; подготовка контролируемой поверхности и объектов контроля (зачистка,
активное намагничивание, клейка датчиков и прочее); сложность определения положения датчиков контроля по отношению к направлению действия максимальных напряжений и деформаций, определяющих надежность оборудования. В настоящее время решение задач контроля и диагностики реального напряженного состояния элементов стальных конструкций при их эксплуатации является актуальной и требует новых подходов.
Постановка задачи
Разработаем и исследуем один из возможных методов решения задачи контроля и диагностики напряжённо-деформированного состояния элементов стальных конструкций, имеющих осе-симметричное поперечное сечение, на основе способов, предложенных в патентах [6-8] и работах
Вид сверху опытного образца
Места приложения сил П и ¥1
Испытуемый участок профиля Рис. 1. Стальной профиль. Вид сверху
Ось симметрии
F1 I i
V i
i
1
2
3
4
5
6
F7 I ±
7
Сечения нанесены через 40 мм вдоль участка испытания
Рис. 2. Участок испытания (центральная часть профиля) с размеченными сечениями: центр (4), по три сечения
слева и справа от центра через 40 мм
[9, 10]. Реализацию и исследование рассматриваемых способов проведём на примере стального прямоугольного профиля без дефекта, длительное время используемого в качестве лабораторного образца в универсальном измерительном комплексе по сопротивлению материалов СМ1. Стальной профиль (накладка) с размерами 92^35^788 мм состоит из центральной части (прямоугольный профиль) с размерами 92x5,2x232 мм и периферийных частей (двутавр), сталь марки СТ45, (рис. 1-3). При проведении экспериментов использовались намагничивающая система МСН14 и магнитометр дефектоскопический МФ23ИМ. С помощью комплекса СМ1 образец закреплялся по концам, сверху образца прикладывалась изгибающая сила F = Fl + Fl, которая делится на две равные силы Fl и Fl, сосредоточенные в районе первого и седьмого сечений на расстоянии 125 мм от центра профиля каждая, силы прилагаются по всей ширине профиля (рис. 1 и 2).
Сила F при испытаниях образца может варьироваться. Испытуемый центральный участок образца разбит на семь сечений: центр 4, по три сечения слева и справа от центра через 40 мм каждое (рис. 2). Все эксперименты были проведены в пределах упругой деформации образца.
Решение задачи
Поставленная задача обнаружения изгибных напряжений протяжённого прямоугольного стального профиля решается тем, что намагничивание деталей осуществляется с последовательным образованием двух явно выраженных полюсов магнитного поля на вертикальной оси симметрии поперечных сечений по всей длине исследуемого участка образца. При однородности ферромагнитного материала образца и отсутствии внутренних напряжений в образце картина магнитного поля поперечного сечения образца будет симметричной
Полюс постоянного магнита N
относительно двух осей симметрии фигуры сечения образца, поэтому значения магнитной индукции на границах поперечного сечения образца в характерных точках, симметричных друг другу относительно соответствующих осей симметрии, будут равными. При возникновении продольных изгибных напряжений в образце происходит следующее: слои в материале образца, обращённые внутрь изгиба, будут сжиматься, а слои в материале образца, обращённые наружу изгиба образца, будут растягиваться, поэтому величина магнитной индукции на границах изделия в этих же точках будет отличаться друг от друга [11-13]. При положительном эффекте Виллари величина индукции магнитного поля в точке на границе поперечного сечения образца на участке растяжения образца будет больше, а в симметричной ей точке на участке сжатия образца будет меньше. При этом напряжения растяжения и сжатия будут равными и максимальными по величине в верхних слоях образца [13]. Измеряя величину индукции магнитного поля вдоль длины изделия в характерных точках поперечных сечений, выбираемых в зависимости от профиля сечения изделия, по разности индукций в симметричных точках определяем место (участок) изгибных напряжений в материале изделия, обнаруживаем направление изгиба и оцениваем величину напряжений. Длину участка намагничивания исследуемого объекта выбираем таким образом, чтобы в зоне работы датчика магнитометра (после намагничивания образца) было получено достаточно сильное остаточное однородное магнитное поле, отвечающее чувствительности средств измерения.
Перед проведением экспериментов было проверено отсутствие остаточной намагниченности образца. Затем образец был намагничен с помощью системы МСН14 по большей оси симмет-
N
Ось симметрии
В7
В1» ^ В2
Ось симметрии В3
В5
В8
Полюс постоянного магнита S
8
Рис. 3. Сечение участка испытания. Характерные точки на поверхности образца
Машиностроение и машиноведение
рии сечения путем синхронного проведения полюсов магнита N и 8 (сверху и снизу соответственно) вдоль испытуемого участка образца в целях создания осесимметричной картины магнитного поля относительно осей симметрии прямоугольного сечения (рис. 3).
По периметру сечений на образце отмечены характерные точки от В\ до в которых проводились измерения величины магнитной индукции.
В результате экспериментов были измерены на участке чистого изгиба (между контактами приложения внешней изгибающей силы) для семи сечений образца величины индукции в характерных точках при отсутствии внешней изгибающей силы F = 0 (рис. 4-7) и при приложении изгибающей силы F = 1,5 кН и F = 3 кН (рис. 8).
Ниже представлен краткий анализ графиков распределения индукции в шести характерных точках в семи сечениях профиля по его длине
4
(рис.3). Из графиков рис. 4 видно, что для каждого сечения профиля индукция будет примерно одинаковой в попарно симметричных (относительно вертикальной оси симметрии) характерных точках. Так, кривые распределения индукции по длине испытуемого участка в попарно симметричных точках В\ и В2, Вз и В4, В5 и Вб практически совпадают по величине друг с другом в каждом сечении. На рис. 5 показаны графики распределения индукции в попарно симметричных относительно меньшей оси симметрии сечения точках 7 и 8, которые значительно отличаются в каждом сечении друг от друга. При этом графики изменения индукции в характерных точках В\, В2 и В7 практически совпадают друг с другом, также как и графики распределения индукции в характерных точках В5, Вб и В8. Эти характерные точки принадлежат верхней и нижней плоскостям профиля соответственно (рис. 3). Прямо противоположные
Рис. 4. Изгибающая сила Г = 0. Распределение индукции магнитного поля в шести характерных точках сечения профиля по длине образца В1, В2, Вз, В4, В5 и Вб соответствует кривым 1, 2, 3, 4, 5 и 6. Масштаб оси
ординат указан в мТл
2
0
Рис. 5. Изгибающая сила Г = 0. Распределение индукции магнитного поля в двух характерных точках сечения профиля по длине образца В7 и Вв соответствует кривым 1 и 2.
Масштаб оси ординат указан в мТл
Рис. 6. Изгибающая сила Г = 0. Распределение модулей индукции магнитного поля в двух характерных точках сечения профиля по длине образца |В7| и |Вв| соответствует кривым 1 и 2. Масштаб оси ординат указан в мТл
знаки у индукции в характерных точках указанных плоскостей, соответствуют двум магнитным полюсам плоскостей, образовавшимся в результате намагничивания контролируемого участка профиля. На рис. 6 представлены графики их модулей. В дальнейшем будем рассматривать разность модулей индукции в характерных точках 7 и 8 как средних представителей верхней и нижней плоскостей профиля соответственно.
Графики разности модулей этих значений ЛВ78 =|В?| - В по длине испытуемого участка чистого изгиба приведены на рис. 7 при F = 0 и на рис. 8 при приложении внешней изгибающей силы. Анализ графиков распределения индукции при нулевой изгибающей силе F = 0, представленных на рис. 4-7, показывает, что на исследуемом участке профиля в металле существует остаточное напряжение, при этом распределение его неравномерно по длине контролируемого участка образца. Так, на участках второго, третьего, пятого и шестого сечений механическое напряжение в металле повышено по сравнению с остальными участками. При этом зоны повышенного напряжения несим-
метричны и смещены в сторону нижней грани образца ($8 больше В7 по модулю), что хорошо отражено на рис. 5 и 6, а также зависимостью ЛВ78, рис. 7. Так как при проведении экспериментов опытный образец профиля крепится в лабораторной установке СМ1 единообразно, то нижняя часть профиля каждый раз растягивается, а верхняя - сжимается. Граница этих разнонаправленных напряжений в образце в идеальном случае должна проходить по средней линии вдоль образца и совпадать в сечении с горизонтальной линией симметрии [13]. На рис. 4 графики 3 и 4 индукции Вз и В4 в характерных точках, лежащих на горизонтальной оси симметрии сечения профиля, отклоняются от нулевой оси напряжения в сторону зоны повышенного остаточного напряжения к нижней части образца. Среднее значение ЛВ78 на рассматриваемом отрезке образца равно - 1,26 мТл. Таким образом, в силу длительного использования образца по назначению в лабораторной установке указанные внутренние напряжения в нём сохранились, хотя видимые деформации образца отсутствуют.
Рис. 7. Изгибающая сила Г = 0. Распределение разности модулей индукции магнитного поля в двух характерных точках сечения профиля 7 и 8 по длине образца ДВ78=|В7|- |В8|. Среднее значение - 1,26 мТл. Масштаб
оси ординат указан в мТл
Рис. 8. Графики распределения разности модулей индукции магнитного поля в двух характерных точках сечения профиля 7 и 8 по длине образца ДВ78 = (|В7| - |В8|): 1 - при Г = 0; 2 - при Г = 1,5 кН; 3 - при Г = 3 кН Среднее значение ДВ78 для графиков: - 1,26; - 1,63 и - 2,13 мТл соответственно. Масштаб оси ординат указан в мТл
Машиностроение и машиноведение
Математическая связь между средним значением АВ78 и эквивалентной изгибающей силой Fo, приведшей к остаточному напряжению в образце, будет найдена ниже.
После приложения изгибающей силы Б = 1,5 кН и Б = 3 кН распределение индукции по длине образца в характерных точках сечений становится отличным от аналогичного распределения при её отсутствии.
На графиках рис. 8 видно перераспределение внутреннего напряжения по длине профиля в зависимости от приложенной величины изгибающей силы F с учётом начального (остаточного) напряжения на испытуемом участке профиля. Из графиков распределения разности модулей индукции магнитного поля в двух характерных точках сечения профиля 7 и 8 по длине образца АВ78 = |В?| — |В§|: кривая 1 - при F = 0 кН; кривая 2 - при Б = 1,5 кН; кривая 3 - при F = 3 кН следует, что среднее значение АВ78 на опытном участке профиля,
равное соответственно -1,26; -1,63 и -2,13 мТл, увеличивается по абсолютному значению по мере приложения возрастающей изгибающей силы.
Определим аналитическую зависимость между величиной изгибающей силы F и величиной среднего приращения разности индукции в выбранных характерных точках сечения АВ78, а также сделаем оценку эквивалентной изгибающей силы Fo, которая привела к среднему остаточному напряжению на рассматриваемом участке профиля. Воспользуемся следующими соотношениями:
АВ78 = |В7| - |В8|, (1)
5В78 = |АВ78| - |АВ78(0)|, (2)
где 5В78 - приращение средней разности модуля | АВ78 | по отношению к начальной средней разности модуля индукции |АВ78(0)|; АВ78(0) - средняя разность модулей индукции в характерных точках 7 и 8 при отсутствии внешней изгибающей силы F = 0.
Т а б л и ц а 1
F АВ78 = |В?| - |В8| 5В78 = |АВ78| - |АВ78(0)| АВ*78 = АВ78/АВ78(0)
кН мТл мТл -
0 -1,26 0 1
1,5 -1,63 0,37 1,29
3 -2,13 0,87 1,69
Рис. 9. Зависимость ^(8В7в) внешней изгибающей силы от приращения средней разности модуля |ДВ78| по отношению к начальной средней разности модуля индукции |ДВ78(0)|. График построен по данным табл. 1.
Масштаб оси ординат указан в кН, абсцисс - в мТл
Рис. 10. Экспериментальная зависимость ^(ДВ7в) внешней изгибающей силы от средней разности индукции.
Масштаб оси ординат указан в кН, абсцисс - в мТл
Введём относительное приращение средней разности индукции в характерных точках ЛВ*78 для оценки величины средних приращений |ЛВ78| по отношению к начальному приращению |ЛВ78(0)| при изменении внешней изгибающей силы:
ЛВ*78 = |ЛВ78|/|ЛВ78(0)|. (3)
Экспериментальные данные и введённые показатели поместим в табл. 1.
Согласно данным четвёртого столбца таблицы 1, относительное приращение средней разности индукции в характерных точках ЛВ*78 в процентном отношении довольно значительно и составляет 29 % и 69 % для F = 1,5 кН и F = 3 кН соответственно, что говорит о хорошей информативности введённых показателей (1) и (2).
На рис. 9 приведён график зависимости внешней изгибающей силы F от 5В78, построенный по данным табл. 1.
Экспериментальная кривая F(5В78) на рис. 9 близка к линейной зависимости и может быть использована для определения внешней изгибающей силы по приращению средней разности модуля 5В78 без учёта начального напряжения в образце.
На рис. 10 показан график зависимости изгибающей силы F от средней разности магнитной индукции ЛВ78, построенный по данным табл. 1.
Аппроксимируем экспериментальную зависимость F(ЛВ78) рис. 10 линейной функцией:
F = Fo+ ^В78, (4)
где Fo - эквивалентная внешняя изгибающая сила, которую надо приложить к образцу в противоположном направлении, чтобы сделать разность средней магнитной индукции ЛВ78(0) равной нулю; K - коэффициент пропорциональности, учитывающий магнитоупругие свойства балки при изгибе. Силу Fo можно охарактеризовать как эквивалентную среднюю изгибающую силу, которая исказила симметричное магнитное поле ненагру-женного профиля (без внутренних напряжений на рассматриваемом участке профиля) к его не симметрии в характерных точках 7 и 8, сделав среднюю разность магнитной индукции в характерных точках 7 и 8 ЛВ78(0) неравной нулю.
По двум точкам экспериментальной кривой рис. 10 с координатами точек (ЛВ78; т. 1 (-1,26; 0) и т. 2 (-2,13; 3) определим Fo и K. Составим систему из двух уравнений и решим её относительно неизвестных:
Fo = -4,34 кН = -4,34-103 Н;
K = -3,45 кН/мТл = -3,45^ 106 Н/Тл.
Тогда аппроксимирующую функцию (4) можно записать:
F = -4,34 - 3,45ЛВ78. (5)
Отсюда следует, что среднее нормальное остаточное напряжение в образце будет пропорционально эквивалентной изгибающей силе Fo = 4,34 кН, приложенной в вертикальной плоскости образца в том же направлении.
Отметим, что в горизонтальной плоскости образца остаточного напряжения не наблюдается, что подтверждают экспериментальные кривые при нулевой внешней изгибающей силе F = 0, (рис. 4). Из графиков рис. 4 видно, что разности магнитной индукции в соответствующих характерных попарно симметричных точках сечений образца по его длине ЛВ12 = ЛВ1 - ЛВ2, ЛВ34 = ЛВ3 - ЛВ4 и ЛВ56 = ЛВ5 - ЛВ6 практически равны нулю. Фактически графики указанных экспериментальных кривых показывают следы трёх плоскостей нормального распределения остаточного напряжения в материале образца по его длине.
Оценим среднее максимальное нормальное напряжение на рассматриваемом участке образца. Из аппроксимирующей функции (4) найдём среднюю суммарную изгибающую силу участвующую в создании напряжения в материале образца:
F* = F - Fo = ^В78. (6)
Наибольшее максимальное напряжение на участке чистого изгиба образца (балки) можно определить из выражения [13]
3а
~ (7)
где Ь и h - размеры сечения балки (рис. 11); a -расстояние от опоры до места приложения силы.
^=^
И/2
И/2
Рис. 11. Размеры сечения балки
Среднее максимальное напряжение на рассматриваемом участке образца можно найти по выражению (7) с учётом (6): 3а
О,
т
ЬН2
К ЛВ78 = кЛВ
78 ,
(8)
ь
0
Машиностроение и машиноведение
3а
здесь к = - коэффициент пропорционально-
3а
сти, характеризующий геометрические (—-) и
ЬК2
магнитоупругие (К) свойства балки при изгибе.
Для экспериментальных данных при
Ь = 410-3 м, h = 9210-3 м, а = 250 10-3 м и
K = 3,45^ 106 Н/Тл коэффициент k примет значение
3а „ ^ Н
k = —- К = 76413 1 06-, (9)
ЬК2 Тл-м2 4 7
-г*
а среднее максимальное напряжение от с учётом остаточного напряжения будет определяться из выражения согласно (8) и (9):
°т = 76413 1 06АВ78. (10)
Оценим значения среднего максимального напряжения СТ^ по выражению (10) при изменении величины изгибающей силы:
<(0) = 96,28 МПа при (11)
F = 0 и АВ78 = 1,26 10-3Тл;
а^п =124,56 МПа
при F = 1,5 кН и АВ78 = 1,63 103 Тл; =162,77 МПа
при F = 3 кН и АВ78 = 2,1310-3Тл.
(12)
(13)
Максимальное среднее напряжение от внешней силы без учёта значения остаточного напряжения (11) и с учётом значений (12) и (13) определится как разность напряжений: при F = 1,5 кН:
- ^т(°) = 124,56 - 96,28 = 28,28 МПа; (14) при F = 3 кН:
- <7т(0) = 162,77 - 96,28 = 66,49 МПа. (15) Аналитический расчёт при отсутствии остаточного напряжения в образце даёт следующие значения максимального нормального напряжения на рассматриваемом участке чистого изгиба [13]: при F = 1,5 кН
От = 33,22 МПа; (16)
при F = 3,0 кН:
От = 66,44 Мпа. (17)
В среде М8С Ра1гап при тех же значениях внешней изгибающей силы и отсутствии остаточного внутреннего напряжения в образце были получены значения максимального нормального напряжения на рассматриваемом участке чистого изгиба [12]:
<7^ = 32,6 МПа при F = 1,5 кН; (18) <7™ = 65,96 МПа при F = 3 кН. (19) Полученное выражение (8) позволяет находить реальное среднее максимальное напряжение
в пределах упругих свойств балки при её изгибе, что подтверждается данными, полученными экспериментально (14) и (15), теоретически (16) и (17) и путём моделирования (18) и (19).
Выводы
1. Метод позволяет при контроле осесим-метричных элементов стальных конструкций: выявить поперечные сечения образца, обладающие наибольшей разностью магнитной индукции АB в характерных точках, тем самым оценить аномальные зоны повышенных механических напряжений по длине элементов без их разборки; определить средние значения отклонений разности магнитной индукции в характерных точках поперечных сечений стального образца на контролируемом участке, тем самым оценить средние напряжения первого рода на этом участке.
2. Метод даёт возможность оценить и прогнозировать техническое состояние протяжённых элементов стальных конструкций, имеющих осе-симметричное поперечное сечение: экспериментальным путём получить аналитическую зависимость между средней изгибающей силой и средней разностью модулей индукции в характерных точках на испытуемом участке образца, являющимся аналогом участка какого-либо реального элемента стальной конструкции; полученная аппроксимирующая функция в диапазоне действия аппроксимации позволяет по измеренной средней разности модулей индукции в характерных точках сечений на испытуемом участке реального элемента АВ оценить величину средней остаточной изгибающей силы Fo, приложенную среднюю изгибающую силу F, суммарную среднюю изгибающую силу Р*, остаточное среднее нормальное напряжение и суммарное среднее напряжение; оценить напряжение в любом сечении по отклонению от среднего напряжения на контролируемом участке.
3. При одних и тех же условиях проведения измерений величин индукции в характерных точках в пределах упругих свойств элемента полученные выражения дают возможность пользоваться значениями разностей модулей индукции в характерных точках напрямую, не пересчитывая эти значения в механическое напряжение. Технический результат реализации метода заключается в возможности обеспечения оперативного выполнения процесса контроля и оценки изгибных напряжений в материале элементов стальных конструкций, находящихся в рабочем состоянии, с помощью простых мобильных технических средств.
1.
2.
6.
7.
БИБЛИОГРАФИЧЕСКИМ СПИСОК
Горбаш В.Г., Делендик М.Н., Павленко П.Н. Неразрушающий контроль в промышленности. Магнитный контроль / Неразрушающий контроль и диагностика. 2011. № 2. Алешин Н.П. Физические методы неразруша-ющего контроля сварных соединений. М. : Машиностроение, 2006. 368 с.
3. Шур Е.А. Повреждения рельсов. М. : Интекс, 2012. 192 с.
4. Неразрушающий контроль : справочник. В 8 т. / под общ. ред. В.В. Клюева. Т. 4. В 3 кн. М.: Машиностроение, 2006. 736 с.: ил.
5. Неразрушающий контроль : справочник. В 8 т. / под общ. ред. В.В. Клюева. Т. 6. В 3 кн. М. : Машиностроение, 2006. 848 с. Пат. №2441227 Российская Федерация, ЯИ 2 441 227 С1, МПК 00Ш 27/72 (2006.1). Способ магнитной дефектоскопии изделий в напряжённом состоянии / Степанов А.П., Ми-лованов А.И., Степанов М.А.; заявитель и патентообладатель Иркут. гос. ун-т путей сообщен. № 2010121417/28, заявл. 26.05.2010, опубл. 27.01.2012, Бюл. №3. 3 с. Пат. №2452943 Российская Федерация, ЯИ 2 452 943 С1, МПК 00Ш 27/82 (2006.1). Способ обнаружения изгибных напряжений / Степанов А.П., Степанов М.А., Милованов А.И., Саломатов В.Н.; заявитель и патентообладатель Иркут. гос. ун-т путей сообщен. № 2010142042/28, заявл. 13.10.2010, опубл. 10.06.2012, Бюл. № 16. 5 с. Пат. №2455634 Российская Федерация, ЯИ 2 455 634 С1, МПК 00Щ 27/80 (2006.1). Спо-
соб оценки запаса прочности изделий в процессе эксплуатации / Степанов А.П., Степанов М.А., Милованов А.И., Милованова Е.А., Саломатов В.Н.; заявитель и патентообладатель Иркут. гос. ун-т путей сообщен. № 2010145975/28, заявл. 10.11.2010, опубл. 10.07.2012, Бюл. № 19. 5 с.
9. Степанов М.А., Степанов А.П., Пыхалов А.А. Оценка изгибных напряжений стальных конструкций, имеющих сечение простой симметричной формы // Транспортная инфраструктура Сибирского региона : материалы пятой между-нар. науч.-практ. конф., посвящённой 40-летию начала строительства Байкало-Амурской магистрали. Иркутск, 31 март.-04 апр. 2014 г. Иркутск : Изд-во ИрГУПС, 2014. Т.1. С. 365-370.
10. Оценка нормального напряжения при плоском изгибе балки с помощью метода магнитного контроля и моделирования на основе метода конечных элементов / А.П. Степанов, М.А. Степанов, А.А. Пыхалов, Зыонг Ван Лам // Транспортная инфраструктура Сибирского региона : материалы шестой междунар. науч.-практ. конф., посвящ. 40-летию со дня образования Иркут. гос. ун-та путей сообщ. Иркутск, 30 сент.-03 окт. 2015 г. Иркутск: ИрГУПС, 2015. Т.1. С. 455-470.
11. Физическая энциклопедия : сайт. URL: http://allphysics.ru. (дата обращения 15.01.2016).
12. Белов К.П. Магнитные превращения. М. : Физ-матлит, 1959. 260 с.
13. Сопротивление материалов : учеб. для вузов / под общ. ред. Г.С. Писаренко. Киев : Вища школа. Головное изд-во, 1979. 696 с.
УДК 669.71:502.3
Ржечицкий Эдвард Петрович, к.т.н., с.н.с. отдела инновационных технологий ФТИ, Иркутский национальный исследовательский технический университет, тел. 8-3952-252151, e-mail: [email protected] Иванов Никита Николаевич, аспирант ФТИ, Иркутский национальный исследовательский технический университет,
тел. 89025773383, e-mail: [email protected] Иванчик Николай Николаевич,
аспирант ФТИ, Иркутский национальный исследовательский технический университет,
тел. 89500952880, e-mail: [email protected]
МЕТОДЫ ИССЛЕДОВАНИЯ АЭРОДИНАМИЧЕСКИХ ПАРАМЕТРОВ И ЭФФЕКТИВНОСТИ «СУХОЙ» ГАЗООЧИСТКИ
E. P. Rzhechitskiy, N. N. Ivanov, N. N. Ivanchik
RESEARCH METHODS AND EFFICIENCY AERODYNAMIC PARAMETERS OF THE «DRY» GAS PURIFICATION
Аннотация. По результатам инструментальных исследований рассчитывались следующие характеристики пыглегазо-воздушных потоков организованного газоотсоса и систем газоочистки: плотность газовой среды при рабочих условиях; скорость движения пыглегазовоздушного потока на участке замера; объем газа при рабочих условиях; объем газа при нормальных условиях; удельное количество подсасываемого атмосферного воздуха. Компоновка системы «сухой» газоочистки и системы
