Амплитуды ускорения

Ка>к показали экспериментальные исследования [1, 2], при возбуждении ЭМА методом ультразвуковых колебаний в ферромагнитных материалах при повышенных температурах коэффициент преобразования электромагнитной энергии в упругую увеличивается. Особенно резко возрастает амплитуда ультразвукового импульса при подходе к точке Кюри. В связи с этим весьма актуальна задача теоретической интерпретации характера возбуждения ультразвуковых колебаний при повышенных температурах. Возбуждение ультразвуковых колебаний ЭМА методом в ферромагнитных материалах происходит за счет взаимодействия вихревых токов с индукцией постоянного магнитного поля и за счет маг-нитострикционных сил. При повышении температуры индукция постоянного магнитного поля В, а также электропроводность среды уменьшаются, что приводит к уменьшению амплитуды ультразвуковых колебаний, возбуждаемых за счет амперовых сил.

Для сопоставления теории с экспериментальными данными удобно пользоваться безразмерными величинами. Отношение амплитуды ультразвуковых колебаний и к ее максимальной величине umax определяется отно-

Используя соотношения (4), (6) и (7), получаем температурную зависимость амплитуды ультразвуковых колебаний при по;вышенных температурах:

На рисунке представлены теоретическая и экспериментальная зависимости амплитуды ультразвуковых колебаний от температуры для железа. Экспериментальные данные взяты из работы [6]. Имеет место качественное согласие теории с экспериментом. Выше температуры Кюри железо становится парамагнетиком и произ-

сыщению плотности дислокаций [19, 20]. При большом времени вибрирования плотность дислокаций становилась практически постоянной. Время достижения насыщения зависит от амплитуды напряжения (деформации). Экспериментально установлено, что плотность дислокаций, достигшая насыщения, имеет экспоненциальную зависимость или от амплитуды относительной деформации вибрирования '[19], или от амплитуды ультразвуковых колебаний [20].

На рис. 3 показана зависимость плотности дислокаций, достигшей насыщения, в поликристаллических образцах никеля, меди, алюминия различной чистоты и монокристаллах фтористого лития и хлористого натрия от амплитуды ультразвуковых колебаний '[20]. Такая же зависимость плотности дислокаций, достигшей насыщения, от амплитуды относительной деформации вибрирования для кристаллов фтористого лития приведена в работе [19]. Поэтому очевидно, что из всех аналитических

Рис. 3. Зависимость плотности дислокаций, достигшей насыщения, в поликристаллических образцах Al, Cu, Ni и монокристаллах LiF и NaCl от амплитуды ультразвуковых колебаний [20]: 1 — NaCl; 2 _ LiF; 3 — Al AB-0000; 4 — Al A2; 5 - Си; 6 — Ni

Из приведенных данных видно, что значения постоянных tb, х/, ф' и x'f хорошо подчиняются соответствующим аналитическим зависимостям (15) — (18) от амплитуды ультразвуковых колебаний. Начальная плотность дислокаций ?/о = 105 см~2 известна из эксперимента '[20]. Значения ?/оо для различных амплитуд ультразвуковых колебаний были определены по экспериментальным данным {20], представленным на рис. 3.

На основе теории Ландау дана теоретическая интерпретация характера изменения магнитострикционных сил при повышенных температурах. Показано, что увеличение амплитуды ультразвуковых колебаний при повышенных температурах обусловлено возрастанием магнитострикционных сил.

Увеличение амплитуды ультразвуковых колебаний ведет к существенным изменениям в тонкой структуре и к еще большему упрочнению материала Д17« В то же время для каждого материала существует пороговые значения интенсивности ультразвука, прв которых напряжение течения может падать практически до нуля /5ft/. Для алюминия, например, необходимо, чтобы интенсивность ультразвука была около 50 Вт/ом2,для бериллия в стали - 00-100 Вт/см2."Акустическое течение" наблюдалось также в других металлах и сплавах /2,10,21/. В работе /II/ показано,что пороговая величина интенсивности-снижается о повышением температуры, а предел текучести адши-иия значительно увеличивается в результате предварительного ультразвукового облучения при неизменной пластичности. Предел текучести возрастает в два раза, предел прочности всего лишь на 4$.

Используемые в установках ультразвуковые преобразователи типа ПМС-15А-18 снабжены специальными излучающими мембранами и питаются от генераторов типа УЗГ-2-10 илиУЗГ-4М. Ванна снабжена механизмом для регулировки расстояния между излучателями. Кроме того, возможность изменения амплитуды ультразвуковых колебаний в широком диапазоне (от нуля до 17 мкм) обеспечивает возможность создания оптимального режима озвучивания как для очистки, так и для заполнения дефектов пенетрантом. Подробное описание - в кн. П.П, Прохоренко, А.С. Боровиков, Н.В. Дежкунов «Физические основы и средства капиллярной дефектоскопии» и «Ультразвуковой капиллярный эффект».

бания генерируют в свариваемых деталях достаточное количество теплоты, чтобы размягчить материал в зоне сварки, а давление обеспечивает сварку деталей. Вол-новодную систему конструируют так, чтобы максимум амплитуды ультразвуковых колебаний приходился на зону свариваемых поверхностей (рис. 27.3, б).

Отношение амплитуды ускорения гармонических вынужденных колебаний к амплитуде ускорения кинематического гармонического возбуждения.

Исследования проводились на сухих поверхностях и при смазке турбинным маслом. Колебания стола и штифтов измерялись с помощью пьезоакселерометров. Измерялись амплитуды ускорения и силы, действующей на стержень от вибратора,

чески не изменяется. При жесткости среднего подшипника более 105 кгс/см максимальные амплитуды ускорения ротора начинают резко возрастать (рис. 55). Максимальные ускорения рамы при этом увеличиваются незначительно. Возбуждение ротора генератора единичными небалансами в точках 4 и 5 приводит к значительному повышению реакций в первом и втором подшипниках генератора (рис. 56, кривые а, б) и мало влияет на реакцию в крайнем подшипнике турбины (кривая в). Суммарная реакция в подшипниках генератора на резонансе превышает в четыре раза суммарную силу возбуждения. При жесткости среднего подшипника более 105 кгс/см реакции подшипников генератора действуют в фазе, а так как рама в местах их присоединения колеблется в про-тивофазе, то силы, передающиеся через подшипники на раму, частично компенсируют друг друга. С понижением жесткости среднего подшипника его реакция уменьшается. Хотя при этом реакция первого подшипника уменьшается примерно в четыре раза,

Как было показано в 1.6, собственные частоты колебаний металлоконструкций можно разделить на три диапазона. В низкочастотном диапазоне конструкции совершают колебания как абсолютно жесткие. При этом ускорения обратно пропорциональны массе, а при наличии амортизации резонансные амплитуды ускорения обратно пропорциональны коэффициенту поглощения материала амортизаторов. Для возбуждения колебаний в низкочастотном диапазоне требуются значительные силы, поэтому целесообразно применение электродинамических, механических и пневматических вибраторов [56].

Исследование динамических характеристик конструкций и моделей при искусственном возбуждении включает несколько этапов. В начале записываются амплитудно-частотные характеристики входных и переходных динамических податливостей в разных точках конструкции и определяются основные резонансные частоты. Возбуждение колебаний производится вибратором от генератора с плавным изменением частоты. При плавном изменении частоты возбуждения вибратора и автоматическом поддержании постоянной амплитуды силы, контролируемой пьезодатчиком, осуществляется последовательная синхронная запись амплитуды ускорения в различных точках конструкций. Пример такой записи показан на рис. 4 и 8. Время прохождения частотного диапазона от О до 2000 Гц составляет 1—3 мин.

амплитуд колебаний, а также среднеинтегральных перемещений и углов поворота опорного фланца. Роль оценки максимального уровня колебаний повышается с увеличением частоты, так как экспериментальные исследования показывают, что в области частот, превышающих 500—1000 Гц, определяющими становятся формы колебаний пластин набора сварных конструкций фундаментов, а уровни их колебаний зависят практически только от близлежащих источников возбуждения (см. рис. 8). В области высоких частот возбуждение конструкции силой, приложенной к пластине между ребрами жесткости (кривые .?, 2), вызывает значительно большие амплитуды ускорения, чем возбуждение над ребром жесткости (кривые 3, 4). Поэтому амортизаторы целесообразно располагать над ребрами жесткости фундамента.

колебаний. Как следует из 1.2, наибольшее влияние оказывают жесткости, в которых сосредоточена основная энергия формы колебаний. Для машин роторного типа в области первых резонансных частот это — шейки валов, жесткости подшипников, некоторые участки рамы. Крутильная жесткость балок слабо влияет даже на кососимметричные формы колебаний корпусов. Изменение жесткостей в пределах 10 — 20% практически изменяет только резонансные частоты, не искажая форм колебаний. Расчетные амплитуды ускорения корпуса редуктора при кососимметричном возбуждении показаны на рис. 70, а зачерненными кружочками, а при симметричном — незачерненными кружочками.

Расчет и экспериментальные исследования зависимости уровней колебаний амортизированных опорных рам от значений и расположения остаточного дисбаланса ротора показывают, что при массах машины 20—30 т и ротора 3—4 т остаточный дисбаланс ротора 20—30 гс-см, расположенный в пучности формы колебаний, вызывает максимальные амплитуды ускорения рамы порядка 1 см/с2 на частотах 50—60 Гц. Такие же ускорения для машин массой 100—150 т при массе ротора 10—15 т вызывает дисбаланс 100—150 гс-см.

В программе испытаний аппаратуры на вибропрочность и виброустойчивость методом фиксированных частот указывают поддиапазоны частот AF, время испытания /„ и амплитуды ускорения Ащ.

Варьирование жесткости среднего подшипника в широких пределах (рис. 8, А — распределение мнимой составляющей амплитуды ускорения на частоте 50 Гц, рис. 9 — аналогично для действительной составляющей, а — исходный вариант расчета, б — д соответствуют жесткостям среднего подшипника 10е, 105, 104 и 102 кгс/см) практически не приводит к снижению уровней колебания рамы. Уровни колебаний ротора при этом значительно снижаются, а форма прогиба стремится к двухузловой. Форма ко-

лебания рамы практически не изменяется. Максимальные амплитуды ускорения ротора возрастают с увеличением жесткости среднего подшипника выше 105 кгс/см (рис. 8, Б), максимальные ускорения рамы незначительно возрастают при жесткости порядка 108 кгс/см. Возбуждение ротора генератора единичными небалансами в точках 4 и 5 приводит к значительному повышению реакций в I vi II подшипниках генератора (рис. 10) и мало влияет на реакцию в крайнем подшипнике турбины (кривая ///). Суммарная реакция в / и // подшипниках на резонансе превышает в 4 раза суммарную силу возбуждения. При жесткостях II подшипника, больших 105 кгс/см, реакции I я II подшипников действуют в фазе, а так как рама в местах их присоединения колеблется в противофазе, то силы частично компенсируют друг друга. С по-