CC BY
7
де: / —довжина взфця, м;/— частота резонансу, Гц; р — шдльшсть деревини, кг/м3
Як показали результата досл1джень (табл.), проведених з метою покра-щення акустичних характеристик, основним показником якосп деревини е щ1ль-шсть сухоТ деревини та акустична константа до I теля екстрагування.
Волопсть сухоУ деревини явора при кшнатнш температур! становила 1УаЯс = 10,86 %, а шеля екстрагування т1еУ ж деревини, доведеноУ до юмнатно-сухо-го стану, зменшилась до ^^=8,1 %. Таким чином, деревина явора втратила 2,76 % водорозчинних екстрактивних компонент^. Пориспсть та акустична константа екстрагованоУдеревини явора зростае в середньому на 2-3 %.
Лггература
нтожв 1.С., Мергель С.С., Селедець В.П.. Фпико-мс\;шг!ш властивосп деревини Н1-льхи чорног..// Проблеми та перспективи розвитку лювничо] оевгги, науки та виробншггва// Тези М1жиародно1 науково-практично! конференци. - Львш, 1999. - С. 21-22.
2. Кене 1.Р., Мергель С.С., Алешенко О.Г. Експеременгальне визначения фпико-аку-стичних параметрт деревини// Науковий вюник: Зб1рник науково-техшчних праць. - Льв1в: УкрД-ЛТУ.-2001,вип. 11.1.-С. 129-133.
УДК 631.302 Доц. I.A. Шкович, icm.ii. -ДУ "Львгвська полшехшка"
РОЗПОД1Л НАПРУЖЕНЬ В ОСНОВНИХ КОНСТРУКТИВНИХ ЕЛЕМЕНТАХ ПРИЧ1ПНОГО ШТАНГОВОГО ОБПРИСКУВАЧА ПРИ ВИКОНАНН1 ТЕХНОЛОГ1ЧНОГО ПРОЦЕСУ ОБПРИСКУВАННЯ
Розглянуто розподш напружень у рам i причтного штангового обприскувача при ру-ci тракторного агрегату i його коливанш у поздовжньо-вертикальшй площиш.
Doc. I.A. Vikovich - NU "Lvivskapolytechnika"
Distribution of stress in basic constructive elements of coupled sprayer during the technological process of sparing
Distribution of stress in a frame of coupled ban's sprayer is shown here during the motion of an aggregate of a tractor and its vibrations in longitudinal vertical position.
Оптимальне проектування мобшьних штангових обприскувач!в пов'язано Í3 досягненням píbhomíuhoctí окремих вузл!в конструкщУ, зокрема, рами, навкноУ штанги i УУ шдвюки, cmhoctí з рщиною та ¡з зменшенням íhtchchbhoctí коливань HaeicHoi штанги при експлуатацп, що зумовлюе довгов1чшсть, надшшеть агрегату та яюсть обприскування. Для визначення розподиту напружень у paM¡ причтного штангового обприскувача при виконанш технолопчного процесу обприскування доцшьно у першому наближенш розглянути одну ¡з найпросгпших розрахункових схем для причепаз навкною штангою на пружно-в'язкш niflBÍcui (рис. 1).
На розрахунковж схем! (рис. 1) вщповщно позначено: ms ¡ mR - маси штанги ¡ рами, cs i сг та ks i kr— коефщкнти жорсткосп, та демпорування, lr - довжина рами причтного обприскувача.
Вважаемо, що точка А з'еднання причепа обприскувача ¡з трактором е не-рухомою, а на раму обприскувача 3Í штангою д1е кшематичне збурення q0(t) вШ агрофону грунту.
124 Збфник наукоио-'iехшчних праць
Науковий вниик, 2001, вип. 11.4
Розглянемо спочатку плоско-паралельш коливання у поздовжньо-верти-кальН1й плошиш. Обмежимося для причепа I штанги одшею модою коливань, причому для причепа розглянемо спочатку його зм1щсння як жорсткого шлого вщносно оа х. Для штанги з шдвккою в(зьмемо також тшьки одну моду коливань, але таку, що враховуе як пружнють шдвюки, так 1 пружшсть самоУ штанги. Поправки, як1 вносить пружшсть рами у модель вважасмо спочатку незначними, але пот1м пружшсть рами враховуемо через баланс зусиль у точщ з'сднання рами
3\ штангою точка (В). %
Щз
т.«
1оШ
и
Рис. 1. Схема для причепа з нав '1сною штангою па пружно-в'язкш тдвкц/
В13ьмемо таю кшематичш ппотези для змщень рами та штанги
(П
де: г5=(1 + 2Д
вертикальне зм1щення центра штанги вщносно
рами; г(х) - апроксимашя першоУ згинноУ моди коливань штанги як одновим1рноУ розпод^еноУ системи (х(0) =0).
ГПдставляючи ш вирази у вар1ацшний принцип Гамшьтона, отримаемо та-ке р1вняння
+ 2
] 2 1 дх2
я-' А'
о г
дх + к.
(2)
де: Е1 - ефективна згинна жорсткосп штанги; Р„ -дсяка нелшшна функщя, що ап-роксимус нелпмйж властивост1 пщв1ски. Тертя враховано через деяке в'язке деп-фування Су пропорщйне жорсткостк Система двох р1внянь другого порядку роз-вязувалася методом Пра. Нелшшна функщя жорсткост1 кол1с апроксимувалася куб1чною функщею.
Зв1вши члени при незапежних вартшях 5яг,5ц5, отримаемо тгЧг + тьЧ, + кгЧг = ~тгЧч
тьЯ, + т,Ч, + Кч, = 0.
Тут введет так1 позначення:
Технологи
(3)
(4)
1 та устаткування деревообробних пщпрнгмств
125
= + А р(х)гу (х У* + 2\ р{х)21(х)ах, о о
(5)
' 7
А:' = 2\ — Е1
Ь2
У
(1Х + к;,
де: — маса штанги; р(х) — ефективна розподшена маса штанги; тг- приведена до оа кол1с маса причепа.
1з системи р1вняння (4) маемо
9,= "
Я,
т'кг ¡?( \ . г- «А „ (. N , _ т1аК1
т., т., т., т..
Яо-
Ш»А с ( ^, г-
т.К.
"'»А
РМ
т.К.
(6)
т..
■я,.
Розв'язавши цю задачу (задавши деякм початков1 умови, наприклад однорь дш), отримуемо два розв'язки д/1) та <7.,/// Вщтак постае задача визначення на-пружень у штанз1 та у рамк Для штанги, задача дещо простота, адже ми отримали не лише перемщення центру штанги але й криву прогину, за допомогою якоТ мо-жна апроксимувати напруження. Звичайно, ця задача може бути розв'язаною з р1-зною точшстю, адже штанга — це складна фермова конструкщя з додатковими по-датливостями м1ж секщями. Проте у першому наближенж можна вважати штангу стержнем 1 тсц» максимальш напруження будуть
<т_ „ = М/\У = Е1
дх2
■/IV.
(7)
де IV— момент опору ачення. Для рами у нас нараз1 немае ще форми прогину, але раму у першому наближенш можна розглядати як деякий шаршрно заправлений стержень. Форма прогину такого стержня при коливаннях за першою моделлю е косинусоТда (1| 1 згинний момент якого, зокрема, буде
М
дх2 [2¡У
Максимальне значения моменту буде посередиш
(8)
(9)
де (у, - амплггуда першоУ форми коливань. Залишаеться знайти цю амшитуду прогину рами. 1У можна визначити, як \ для штанги, з балансу згинних зм1щень та де-формацн шдв1сок, але можливий I такий вар1ант: маючи деформац!Уу пружинних елементах д,,д, знаходимо зусилля £>г=сгЯг та <?5=С5<7.у та 1Х р1зницю <2 = 0.г-<2$, вщповщае перер1зуюч1й сшп у стержш, яка апроксимуе раму. Знаючи форму прогину, знаходимо максимальний моменту поперечному перерЫ рами
(10)
126
Збфник науково-техшчних (1|>аць
Науковий liiciiiik, 2001, вип. 11.4
Це значения менше за значения 1/2, що вщповщае згину затиснуто'1 у центр! рами силою (). Отже, силу треба зменшити у л/2 рази. Половинка рами затиснута посередине 1 буде навантажена на краю зусиллям
в.=:
(И)
Звичайно конструкщя рами набагато складшша, шж балка постшного пе-pepi3y. Переважно несучою конструкцию е корпус у вигляд1 плоско! або просто-ровоУ рамноУ конструкцп. Проте i у цьому випадку можна застосувати цей же алгоритм. Для цього досить ввести деяю узагальнеш величини: узагальнену згинну жоретк1Сть (Е1)п та врахувати В1ДП0В1ДНИЙ внесок пружноУ деформацн рами у pie-няння динам!чн01 р1вноваги. Hi методи тут не розглядаються. Вщзначимо, що тут можливе застосування числових програмних засоб1в типу "Jlipa", "Парсек", "Analysis" та ¡н. Можна тут застосувати аналггичш методи або способи ф1зичноУ конденсацн наоснов1 кшематичних гшотез |2]. У данш робот1 обмежимося тшьки простою "балочною" моделлю рами. Тут не врахована можливють одночасного наУзду кожним окремим колесом на нертшсть. Проте у рамках лшшноУ модел1 (8) або нелшшноУ (3) з достатньо мапими нелшшностями (5) для домшуючого лшш-ного в'язкого тертя ks можна очевидним чином розглянути окремо плоско-пара-лельний згин рами (нашу модель) i кручення рами антисиметричним навантажен-ням на данш шдвюцк Загальний випадок е просто Ух комбшащя
{Ftq) = al{F!.q!)+ak(Fk,q„).
(12)
Для кручення рами (антисиметричний випадок навантаження на дану в!сь) можна отримати анапопчну (3) систему ртнянь, де будуть ф1гурувати вже не маси, а деяю приведен! до пщвюок моменти ¡нерцн, не лнпйш, а крутн1 жорсткос-т1 пщвюок 1 не енерпя згину рами, а енерпя и кручення. На рис. 2 наведено типо-вий симетричний випадок навантаження рами причшного обприскувача 1 показано розподш напружень у рам!.
.1 _
7
'Х//)/,
Member Stress
Stress [N/mmlj
Member Ng. Joint No.
SAx SDy SDz STx S by Sbz SRes
0.120 п.1 гг -о.зве -21.31 -10.90 -0.52/ ЗВ.151
0.085 0.42S -о.гк о.ооо -0.800 -О.ООО 0.892
-o.nas -<М26 о.гвв -0.0(10 IB.S72 12.837 1 6.808
-0.3В6 -1.1 72 -п.! го -36.В9 10.905 0.306 64.455
0.38В 3.1)98 0.120 36.891 13.954 -91.24 1DB.1B
-0.026 8.36? о.ооо -43.89 2.(152 178.34 ¿41JJ3.
о.пгв -7.325 -0.000 93.894 2.052 1.566
П.386 1.855 -0.120 -37.52 10.905 -0.380 65.977
-0.386 -1.855 0.120 37.520 13.954 79.390 98.28?
0.026 -7.325 0.000 -93.89 2.052 -16В. 4 232.34
-о.пгв 7.325 -о.ооо 93.891 -2.06? 1.566 163.13
Рис. 2 Навантаження рами причшного обприскувача
Технология та устаткування леревообробиих нщприсмств
127
Результати отримаш на основ1 розв'язування ршнянь (4), (7-11) 1 пакету прикладних програм АКАЫБУБ. Отримаж результати дослщжень дають змогу бальш рацюнально пшбрати геометричш та жорстюсш параметри рамноУ конс-трукци причшних штангових обприскувач1в при проектуванш.
Л|тература
1. Тимошенко С.П., Гудьер Дж. Теория упругости. - М: Наука. 1979. - 560 с.
2. Гашук II., В1ковнч I., Дшесв 1>. Застосувания дискретно-континуальних дискретних схем для визначення в1броиаиружень у мехашчних конструкшях//Труды Одесского политехнического университета. - 1999, вып. 2(8). - С. 34-41.
УДК 669.715: 536.485 А. Т. Шчугт' к.т.н., З.О. CipuK2 к.т.п., О.Г. Лук'яненко'
к.т.н., I.I1. Лаушник2, к.ф-м.н.
вплив низьких температур на м1цн1сн1 властиbocti та
втомну довговшнють Алюм1шево-лтевих сплавш
Дослцшено вплив низьких температур (293 К, 143 К, 77 К) на мщшсш якосп та втомну довгов1чшсть сплав!в 1201 (AI - 6,2Си - 0,ЗМп), 1440 (AI - l,6Cu - 0,9Mg - 2,3Li), 1451 (AI-2,9Cu-l,4Li), 1460 (AI - 3,0Cu - 2,2Li) теля термообробки (загартування та старшня). Встановлено, що для ycix алюмпнеио-лтевих сплавав характерно зростання mi-miocri i вшгосного видовження 3i зниженням температури дослщження при одночасному зростанш BTOMHOi довпшчносп сплав1в. Зпдно до отриманих результат!r найбшьш оггти-малышм комплексом мехашчних властивостей у д1апазош температур 143...77 К с сплав 1460, що дозволяс рекомендувати його для виготовлення вироб1в, KOTpi працюють при крюгенних температурах.
А. Т. Pichuhin, Z. О. Siryk, А. С. Luk'yanenko, I. P. Lausznyk
Influence of low temperatures on aluminum-lithium alloys' strength properties
and fatigue life
The influence of low temperatures (293 K, 143 K, 77 K) on strength properties and low-cycle fatigue of alloys 1201 (AI - 6,2Cu - 0,3Mn), 1440 (AI - 1,6Cu - 0,9Mg - 2,3Li), 1451 (AI - 2,9Cu - l,4Li), 1460 (AI - 3,0Cu - 2,2Li) after a temper and aging was explored. Is established, for all aluminum-lithium alloys the characteristic of strength and percent elongation with fall of tests' temperature is increasing. At the same time the low-cycle fatigue of alloys is increasing too. According to obtained results optimal by a complex of mechanical characteristics in temperature range 77...143 К has alloy 1460. That allows to recommend alloy 1460 for manufacture of articles, which are used at the cryogenic temperatures.
Усшхи, як: досягнуто в останню чверть стор1ччя в областо дослщження та освоения космосу, в атомнш енергетищ, буд1вництв! пгантських наземних резер-Byapie для збер1гання скраплених газ1в та контейнер1в для Ух транспортування, у ряд1 ¡нших областей техшки нерозривно пов'язаш з проблемами правильного вибору та використання конструкцшних матер1ашв за низьких температур |1-3].
Робота вироб!в в умовах крюгенних температур потребуе вибору MaTepia-л1в, яким притаманш висока мщшеть, запас пластичносто, onip утом1 при значних переохолодженнях. 3 шеУ точки зору алюмМев1 сплави мають значж перспективи для використання за низьких температур в ав1акосм1чнш та ракетшй техжж, а та-
1 Ф1зико-мехажчний ¡нстмтут Iм Г.В. Карпенка НАН Украши, Львiп
2 Льв|вс1.кий факультет Державного дщпропстровського техшчного утвсрситету зал!зничного транспорту, Льв|в 128 36ipilliK мну кино- т с\н i ч м || \ праць
