Н С Дрешпак - Режими індукційного нагріву ціліндричних деталей з'єднаних - страница 1

Страницы:
1  2 

УДК 621.314

Дрешпак Н.С. (Національний гірничий університет, Дніпропетровськ)

РЕЖИМИ ІНДУКЦІЙНОГО НАГРІВУ ЦІЛІНДРИЧНИХ ДЕТАЛЕЙ, З'ЄДНАНИХ

ПОСАДКОЮ З НАТЯГОМ

 

Обґрунтовано значення частоти струму індукційної установки для демонтажу циліндричних деталей, з'єднаних по­садкою з натягом. Визначені параметри магнітного поля, що відповідаютьрежимуліквідації натягу посадки.

 

Обосновано значение частоты тока индукционнойустановки для демонтажа цилиндрических деталей, соединенных посадкой с натягом. Определены параметры магнитного поля, отвечающие режиму ликвидации натяга посадки.

 

Вступ. В машинобудуванні часто застосовують з'єднання циліндричних деталей (втулки і ва­ла) посадкою з натягом. З'єднання прості у виконанні, а нерухомість деталей забезпечується механіч­ними напруженнями, що виникають у матеріалі завдяки деформації контактних поверхонь. При наяв­ності крутильного моменту, прикладеного до втулки, її нерухомість забезпечується значною поверх -нею контакту з валом та відносно малою товщиною, тобто втулка виконується тонкостінною. При­кладами таких з'єднань слугують посадки на вал внутрішніх кілець підшипників, а також буртів, бан­дажів, що фіксують положення одних деталей відносно інших [4].

Часто ремонт механізмів передбачає демонтаж з'єднаних деталей. Для цього використовують знімачі, які забезпечують переміщення втулки по валу завдяки прикладеному осьовому зусиллю. Таке переміщення супроводжується пошкодженням поверхні вала. Виникають подряпини, риски. Після де­кількох ремонтів вал стає непридатним до експлуатації.

Нагрівання втулки в процесі демонтажу дозволяє уникнути небажаних наслідків. В результаті нагріву втулка розширюється і її знімають з вала без пошкоджень. Інтенсивний нагрів втулки можна забезпечити індукційним методом. При цьому час на виконання операції скорочується, що сприяє підвищенню енергетичної ефективності процесу. Важливо, щоб втулка і вал мали різні температури поверхонь в зоні з'єднання. Це забезпечить ліквідацію натягу посадки і створення зазору, необхідного для безперешкодного знімання втулки з вала. На рис. 1 показана стальна втулка 1, що посаджена на стальний вал 2 з натягом. На поверхні втулки розташована обмотка індуктора 3, виконана у вигляді соленоїда. Таке розташування обмотки сприяє активному нагріванню втулки і створенню необхідної різниці температур AtT в зоні з'єднаних поверхонь.

Пов'язані між собою електромагнітні, теплові проце­си, процеси температурного де­формування втулки, що супро­воджують демонтаж з'єднання індукційним методом, достатньо не досліджені. Проведені раніше дослідження [3,5,6] стосувалися інших умов індукційного нагрі­ву циліндричних деталей, що не пов'язувалися з особливостями контакту поверхні втулки з ва­лом, необхідністю ліквідації на­тягу посадки. Відсутність методики розрахунку параметрів індукційного нагріву, що забезпечують демонтаж з'єднаних деталей, призвело до невизначеності параметрів індуктора та джерела живлення. їх вибір не мав наукового підґрунтя,що на практиці призводило або до надмірного завищення потуж­ності, або до спроб застосувати малопотужні джерела живлення, які не могли забезпечити демонтаж.

 

 

 

© Дрешпак Н.С., 2009

Завдання полягало у визначенні режиму індукційного нагріву, що гарантує виконання операції демонтажу при мінімальній потужності джерела живлення. В роботах [2,7] показано, що для виконан­ня цих умов доцільно використовувати однорідне магнітне поле, а ліквідація натягу посадки повинна завершуватись у режимі стаціонарного теплового процесу. Шляхом проведення експериментальних досліджень безпосередньо на реальному об'єкті здійснюють вирівнювання параметрів магнітного по­ля на поверхні втулки та ідентифікують параметри теплопередачі між з'єднаними деталями [2]. Це до­зволяє з достатньою для практики точністю визначити значення питомої поверхневої потужності P0, яка забезпечує ліквідацію натягу посадки. Створення необхідної картини магнітного поля та обме­ження області його дії розмірами втулки дозволило розглядати електромагнітні процеси в системі на­гріву як такі, що виникають у поздовжньому магнітному полі, яке діє в суцільному однорідному цилі­ндрі. Це значно спростило аналіз, дозволило застосувати відомий математичний апарат [6], який ви­значає зв'язок між параметрами магнітного поля на поверхні втулки і електричними та магнітними пара­метрами матеріалу, що підлягає нагріву. При цьому враховується залежність відносної магнітної проник­ності матеріалу від напруженості магнітного поля, що підвищує точність розрахунку параметрів режиму.

Мета роботи. Стаття присвячена обґрунтуванню раціонального значення частоти струму ін­дукційного нагріву втулки та визначенню на цій основі параметрів магнітного поля, які забезпечують демонтаж деталей.

Результати досліджень. При виборі частоти струму для нагрівання циліндричних деталей ви-
ходять із умови забезпечення високої енергетичної ефективності процесу
[3,6]. Звертають увагу на
той факт, що із збільшенням кривизни циліндричної поверхні її спроможність до поглинання енергії
електромагнітного поля знижується. Для оцінки ступеня кривизни поверхні в
[3,6] вводиться пара-
метр
m = у/2 R1      глибина активного шару дії струму; R1 зовнішній радіус втулки). Зменше-
ння інтенсивності поглинання енергії призводить до зниження електричного ККД процесу нагріву.
При збільшенні параметра
m ситуація покращується, електричний ККД зростає, але в результаті кон-
центрації джерел тепла на поверхні деталі процес нагрівання внутрішніх прошарків затримується і час
нагрівання деталі збільшується. Це призводить до збільшення втрат енергії з поверхні деталі, що су-
проводжується зменшенням термічного ККД. У результаті цього загальний ККД зменшується
[3]. Ви-
ходячи з вищевикладеного, слід орієнтуватися на реалізацію енергоефективних режимів, що відпові-
дають умові 2,5<
m <6 [3]. Проте встановлені в [3] межі зміни параметра m можуть бути не прийнят-
ними для процесів демонтажу з'єднань. Це зумовлено тим, що додатковим обмеженням глибини про-
никнення електромагнітної хвилі при нагріванні з'єднання деталей є товщина втулки. Проникнення
хвилі у вал призведе до його нагрівання і зменшення різниці температур
AtT , необхідної для роз'єд-
нання деталей. Тому повне затухання хвилі повинно відбуватися у втулці. Виходячи із того, що повне
затухання хвилі при залежному від напруженості магнітного поля значенні відносної магнітної про-
никності
= var) відбувається на відстані від поверхні втулки Xn = 1,68Дe [6], сформульована
умова відповідає нерівності

 

 

де Де - глибина проникнення струму e =£,■ f (n), для вуглецевих сталей n=9.4; f(n)=1.32 [6]); Ав -товщина втулки.

Через те, що для тонкостінних втулок значення Лв/R1 складає 0.1-Ю.2, слід очікувати збіль­шення параметра m . Дійсно, нижня межа mH, що відповідає значенню Лв/R1 =0.2 та Лен = Ав/1,68 складає mH = 15.6 . Зрозуміло, що умова (1) буде виконуватися при m > mн. Викладене свідчить про те, що обмеження глибини проникнення електромагнітної хвилі товщиною втулки призводить до отримання значень m , які дещо перевищують значення рекомендованого для використання в [3] діапазо­ну 2,5 < m < 6. Тому доцільно вибирати режим нагріву, якомога ближчий до рекомендованого. Такий ре­жим відповідає граничному значенню m = mH . Для режиму характерне „глибоке" прогрівання втулки по всій її товщині, що дозволяє скоротити час для отримання необхідної різниці температур AtT .

Граничному mH відповідає ефективна глибина проникнення струму

А

f («)'


2,2'

Зосередимося на визначенні граничного значення частоти струму fH при m = mH . Для цього визначимо амплітуду напруженості магнітного поля на поверхні втулки HmeH, що відповідає значен­ню fH. її можна отримати із залежності [6]

1,2Po = 2Hmln -%-f{n)• F(m), (3)

2            ^ єн

де pt питомий опір матеріалу втулки при температурі tн на її поверхні, що відповідає режиму ліквідації натягу; F(m) — поправочна функція, що враховує залежність P0 від форми поверхні, яку нагрівають [3].

В (3) підставляють значення P0, що відповідає розрахованому в [3] режиму нагріву, а також відпо­відні значення Лен та mH. Ураховуючи можливу похибку розрахунку P0, значення поверхневої потужно­сті в (3) збільшено на 20% (1,2 P0). Рівняння розв'язують відносно параметра HmeH. У зв'язку з тим, що розглядаються режими з m > mH, значення F(m) приймаємо приблизно рівними 0,95 [3].

Визначення напруженості магнітного поля HmeH при використанні стуму частотою fH дозво­ляє розрахувати відповідні значення відносної магнітної проникності стальної втулки цен на її повер­хні. Для цього слід застосувати залежність [6]

-0,894

ілен = 5 • 105-(Я ен)-° де Нен - діюче значення напруженості магнітного поля на поверхні втулки. Значення частоти fH отримаємо із рівняння [6]


(4)

Ат = 503Vpt /{цен fH) . (5) Таким чином визначають значення fH, що відповідає параметру mn . На рис. 2 показано зале­жності fH (P0), побудовані для різних значень Ав при pt = 25 • 10 8 Ом м (7 — Ав = 0,005 м, 2 — Ав = 0,01 м,3— Ав = 0,015 м, 4— Ав = 0,02 м , температура зовнішньої поверхні втулки tн = 100°C).

500

Так як зменшення частоти струму джерела живлення призводить до зменшен­ня його вартості, то доцільно вибирати вихі­дну частоту джерела fg якомога ближчою до

Рис. 2

значення fH. Необхідно також вибирати зна­чення fg виходячи із нормативних стандарт­них значень вихідних частот джерел живлення індукційних установок. Наприклад, з урахуван­ням діючого державного стандарту такими час­тотами fg для напівпровідникових перетворю­вачів частоти є 500, 1000, 2400, 4000, 8000, 10000 Гц. Крім того, для демонтажу з'єд­нань широко використовується промислова

частота f =50 Гц.

Таким чином, вихідну частоту джерела живлення слід вибирати мінімальною з урахуванням її стандартних значень та виконанням умови fH < fg . Із рис. 2 видно, що при товщині втулки Ав біль­шій 2 см доцільно здійснювати нагрів на промисловій частоті fg =50 Гц. При менших значеннях Ав частоту fg слід підвищувати.

Визначення вихідної частоти джерела живлення f дозволяє розрахувати значення параметрів

електромагнітного поля та матеріалу, що відповідають режиму ліквідації натягу He, jue, m . Для цьо­го скористаємося залежностями, що містять параметри, які необхідно розрахувати. З урахуванням фор­мули для визначення питомої поверхневої потужності [3,6], отримаємо

m = ■

1,2Р0 = 2 0,993-Ю3 Hey pt nefg f{n). F(m); 4lRJ (n)

 

Аналітичні залежності (4), (6), (7), що встановлюють характер існуючих зв'язків між конструк­тивними, технологічними параметрами об'єкта та параметрами електромагнітного поля, дозволяють створити математичну модель, орієнтовану на визначення параметрів поля, що відповідають ліквідації натягу посадки. Характер цих залежностей показує, що для розрахунку значень He, jue, m , які відпо­відають питомій поверхневій потужності 1,2P0 та встановленому значенню частоти fg, необхідно

розв'язувати систему нелінійних алгебраїчних рівнянь відносно змінних He, jue.

з                                                                                             На рис. З та рис. 4 показано залеж-

ності Не (Р0) та jue (Р0), розраховані для різних значень частоти струму індуктора fg  і питомого опору  pt  (1- f=50 Гц,

/?t=25-10"8 Ом-м; 2 - fg=50 Гц, /^=35-10"8 Ом-м; 3 - fg=500 Гц, pt=25-10-8 Ом-м; 4 -fg=500 Гц; yOt=35-10"8 Ом-м.

Р0, Вт/м

Прийняті при розрахунку питомі опо­ри відповідають очікуваним температурним режимам ліквідації натягу. Вони можуть бути отримані, виходячи з відомих значень Atr [1] і залежності pt від температури, наведеної,

наприклад, в [3].

Рис. 3

Із рис. 3 видно, що однакові значен­ня питомої поверхневої потужності P0 на

80

Р0, Вт/ш

різних частотах fg реалізуються при різних значеннях напруженості магнітного поля. Більшому зна­ченню частоти відповідає менше значення на- ц пруженості. Зрозуміло, що більше значення на­пруженості поля потребує збільшення струму, який протікає в індукторі. Це призводить до збільшення габаритних розмірів обмотки інду­ктора, а також маси матеріалу (міді), який ви­користовується в обмотці. При необхідності покращення цих показників доцільно підвищу­вати частоту струму. Прийнятним є діапазон частот, що вимірюється одиницями кГц. Дже­рела живлення з такими вихідними частотами мають достатньо високий ККД (біля 0,9) [1] і

можуть бути реалізовані з використанням на-           о      2 ioJ     + ioJ     6 ioJ     s ioJ 1-ю'

півпровідникових приладів порівняно низької

вартості (наприклад, одноопераційних тиристо-                               рис. 4

рів). Із рис. 3, 4 видно, що параметри He, jue в не­значній мірі залежать від pt. Тому при визначенні цих параметрів можливе використання середнього значен­ня pt = 25 -10 8 Ом • м (tM = 100°C), характерного для виконання технологічної операції. Залежності He (P0), jue (P0) для частот fg в одиниці кГц (pt = 25-10~8 Ом • м ) показано на рис. 5 (1 -fg=500 Гц,;

Страницы:
1  2 


Похожие статьи

Н С Дрешпак - Експериментальні дослідження індукційного нагріву з'єднань деталей машин

Н С Дрешпак - Режими індукційного нагріву ціліндричних деталей з'єднаних