Шевченка Технічний коледж Зборівський коледж Гусятинський коледж ХХI НАУКОВА КОНФЕРЕНЦІЯ Тернопільського національного технічного університету імені Івана Пулюя 16-17 травня 2019 року ТЕРНОПІЛЬ (2)(3)ПРОГРАМНИЙ КОМІТЕТ Голова Ясній П.В

Тернопільський національний технічний університет імені Івана Пулюя

Тернопільський осередок наукового товариства імені Т. Шевченка

Технічний коледж Зборівський коледж Гусятинський коледж

ХХI

НАУКОВА КОНФЕРЕНЦІЯ

Тернопільського національного технічного університету імені Івана Пулюя

16-17 травня 2019 року

ТЕРНОПІЛЬ

ПРОГРАМНИЙ КОМІТЕТ Голова

Ясній П.В. ректор ТНТУ, д-р.техн.наук, професор Заступник голови

Рогатинський Р.М. проректор ТНТУ, д-р.техн.наук, професор.

Члени програмного комітету:

д-р. техн. наук, проф. В. Андрійчук, д-р. екон. наук., проф. Б. Андрушків, д-р.

техн. наук, проф. В. Барановський, д-р. психол. наук, проф. Н. Буняк, д-р. техн. наук, проф. В. Васильків, д-р. техн. наук, проф. Т. Вітенько, д-р. техн. наук, проф. І. Гевко, д- р. екон. наук, доц. Р. Шерстюк, д-р. фіз.-мат. наук, проф. Л. Дідух, д-р. філос. наук, проф. А. Довгань, д-р. техн. наук, проф. П. Євтух, канд. техн. наук, доц. К. Зеленський, канд. техн. наук, доц. В. Калушка, д-р. екон. наук, проф. Н. Кирич, канд. техн. наук, доц. Б. Ковалюк, д-р. фіз.-мат. наук, проф. В. Кривень, д-р. іст. наук, проф.

А. Криськов, д-р. вет. наук, проф. М. Кухтин, канд. пед. наук, доц. В. Кухарська, канд.

техн. наук, доц. Р. Лещук, д-р. техн. наук, проф. А. Лупенко, д-р. техн. наук, проф.

С. Лупенко, д-р. техн. наук, проф. І. Луців, д-р. техн. наук, доц. О. Ляшук, канд. техн.

наук, доц. О. Мацюк, д-р. техн. наук, проф. П. Марущак, канд. фіз.-мат. наук, доц.

М. Михайлишин канд. філос. наук, проф. В. Ніконенко, д-р. техн. наук, проф.

М. Паламар, д-р. екон. наук, проф. О. Панухник, д-р. техн. наук, проф. О. Пастух, д-р.

техн. наук, проф. М. Петрик, д-р. біол. наук, проф. О. Покотило, д-р. техн. наук, проф.

М. Підгурський, канд. техн. наук, доц. А. Пік, д-р. техн. наук, проф. М. Пилипець, д-р.

техн. наук, доц. П. Попович, д-р. техн. наук, проф. М. Приймак, д-р. техн. наук, проф.

Ч. Пулька, д-р. держ. управління, проф. М. Рудакевич, канд. техн. наук, доц.

Л. Скоренький, д-р. техн. наук, доц. І. Стадник, д-р. техн. наук, проф. П. Стухляк, д-р.

іст. наук, проф. Я. Стоцький, д-р. техн. наук, проф. М. Тарасенко, д-р. техн. наук, проф.

Р. Ткачук, канд. екон. наук П. Дудкін, канд. екон. наук, доц. Г. Ціх, канд. фіз.-мат. наук, доц. Б. Шелестовський, д-р. біол. наук, проф В. Юкало, канд. техн. наук, доц. В. Яськів, канд. техн. наук, доц. І. Баран, канд. техн. наук, доц. Р. Лещук, д-р. техн. наук, проф.

Б. Яворський, нач. Відділу ВІД О. Дубик, нач. НДЧ, канд. техн. наук, доц. В. Дзюра, ст.

А.А. Микитишин.

Науковий секретар Золотий Роман Захарійович

Адреса оргкомітету: ТНТУ ім. І. Пулюя, м. Тернопіль, вул. Руська, 56, 46001, моб. 0685155028

E-mail: zolotyy@gmail.com

НАПРЯМКИ РОБОТИ КОНФЕРЕНЦІЇ

– Математичне моделювання і механіка – Машинознавство та машинобудування – Cучасні технології на транспорті

– Інформаційні технології

– Автоматизація та приладобудування, імовірнісні моделі біофізичних сигналів і полів

– Матеріалознавство, міцність матеріалів і конструкцій, будівництво – Електротехніка і світлотехніка, електроніка

– Математика та фізика

– Хімія, хімічна, біологічна та харчова технології

– Процеси та обладнання харчових, хімічних та фармацевтичних виробництв

– Управління та адміністрування, економіка – Гуманітарні та соціальні науки

Секція: МАТЕМАТИЧНЕ МОДЕЛЮВАННЯ ТА МЕХАНІКА Голови: проф. В. Кривень, доц. М. Михайлишин, проф. М. Петрик Вчений секретар: доц. Д. Михалик

УДК 620.171.3

Г. Козбур, О. Шкодзінський, канд. техн. наук, доц.

Тернопільський національний технічний університет імені Івана Пулюя, Україна РОЗРАХУНОК СТАЛИХ ІНТЕГРУВАННЯ ДЛЯ УМОВ ВТРАТИ СТІЙКОСТІ

ПРУЖНО-ПЛАСТИЧНОГО ДЕФОРМУВАННЯ ТОНКОСТІННИХ ОСЕСИМЕТРИЧНИХ ОБОЛОНОК В УМОВАХ СНС

H. Kozbur, O. Shkodzinsky, Ph.D., Assoc. Prof.

CALCULATION OF CONSTANTS OF INTEGRATION FOR CONDITIONS BUCKLING ELASTIC-PLASTIC DEFORMATION OF THIN-WALLED

AXISYMMETRIC SHELLS IN A COMPLEX STRESS STATE

Осесиметрична оболонка товщини h з днищами, серединна поверхня якої утворена обертанням гладкої кривої, навантажена внутрішнім тиском q та зусиллям розтягуN , напрямленим по дотичній до меридіана в кожній точці прикладання.

Розглядаються великі пластичні деформації оболонки від дії осесиметричного навантаження, пружними деформаціями знехтувано. Прийнято виконання гіпотез Кірхгофа-Лява та існування безмоментного напруженого стану. Матеріал оболонки вважається ізотропним та нестисливим.

Уведено позначення: _m – поточний радіус меридіана серединної поверхні елемента (меридіанний радіус), _t ‒ поточний радіус поверхні, ортогональної до меридіана (широтний радіус), _m і ^t ‒ меридіанне та колове нормальні напруження,

r 0

  . Істинні колову, радіальну та меридіанну залишкові деформації позначено відповідно _t, ^r, _m. Показник тонкостінності ̶  h _t, показник опуклості ̶

t m

   ; коефіцієнти k  _{m t} і n _{m t}, ^n^2k1 ^2k^.

Застосовано критерій Дорна до умов знаходження істинних нормальних напружень в елементі осесиметричної оболонки, отриманих в [1], та отримано умови втрати стійкості процесу пластичного деформування (1а), (1б).

   

  

 

 

1 2 1

1 2 2 1

1 2 2

1 1 2 2 1

1 1

n

t t

t t

t

n C

n

 

 

  

 

 

 

 

  

   

      

 

  (1а)

   

 

1 2

1 2

1 2 1 2 2

1 1 2 1 2 2

m

m m

m m m

n C

n k

n n n k

 

 

 

  

 

 

  

    

 

         

(1б)

За умов _m 0 та _t 0 вираз (1а) відповідає напруженим станам із співвідношенням головних напружень k0,5... 1 , (1б) – випадкам k 0,5...2.

Для знаходження постійної інтегрування C_t у загальному інтегралі (1а) розглянуто частковий випадок настання граничного стану пластичного деформування

Граничні колові напруження і деформація _t^b, _t^b відповідають моменту руйнування зразка. Для прикладу використано результати експериментів для сталевих циліндричних тонкостінних зразків, наведені в [2, 3]. Обчислено значення констант інтегрування (Табл. 1):

Таблиця 1 – Розрахунок значень сталих інтегрування для умови (1а) Марка

матеріалу  ^h ^t _t^b _t^b C_t Приведені напруження

b t Ct



Сталь 0,23%С 0,078 0,150 595 МПа 410,2 1,45 Сталь 0,37%С 0,048 0,063 665 МПа 577,1 1,15

10ГН2МФА 0,06 0,036 705 МПа 670,5 1,05

15Х2МФА 0,067 0,021 746 МПа 747,0 1,00

15Х2НМФА 0,067 0,024 745 МПа 739,3 1,01

Аналогічно при k1 визначено сталі інтегрування C_m (Табл. 2).

Таблиця 2 – Розрахунок значень сталих інтегрування для умови (1б) Марка

матеріалу ^h ^t ^b_m _m^b C_m Приведені напруження

b m Cm



10ГН2МФА 0,06 0,034 667 МПа 321,4 2,08

15Х2МФА 0,067 0,024 739 МПа 360,2 2,05

15Х2НМФА 0,067 0,036 721 МПа 346,6 2,08

Графіки умов втрати міцності (1а), (1б) циліндричної трубки було побудовано для показника тонкостінності 0, 067 (рис. 1, а). Значення відносних залишкових деформацій _t^b та приведених напружень _t^b C_t було вибрано згідно з таблицями 1, 2.

а) б)

Рисунок 1 – графічне зображення умов втрати стійкості: а) умова (1а) у випадку

t m

  ; б) умова (1б) у випадку _m _t

Аналіз графічних зображень умов (1а) та (1б) демонструє зменшення ресурсу міцності матеріалу при пластичному деформуванні із наближенням значень співвідношень головних напружень до 0,5 та 2, що підтверджується багаточисельними експериментами [3].

Література

1. Козбур Г. Пружно-пластичне деформування вісесиметричної оболонки під впливом внутрішнього тиску і розтягу / Г.Козбур // Наукові нотатки, ЛНТУ. – 2016. – Вип.53. – С.79-83.

2. Механические свойства конструкционных материалов при сложном напряженном состоянии: Под ред. А. А. Лебедева /К.: Изд. Дом «Ин Юре», 2003. – с.140.

3. Гігіняк Ф.Ф., ; Лєбєдєв А.О., Шкодзінський О.К., ; Лєбєдєва А.О., ; Міцність конструкційних матеріалів при малоцикловому навантаженні за умов складного напруженого стану: Монографія / Гігіняк Ф.Ф., Лєбєдєв А.О., Шкодзінський О.К.;

УДК 539.3

С. Федак, канд. техн. наук, доц., О. Ясній, д-р. техн. наук, проф.

Тернопільський національний технічний університет імені Івана Пулюя

НАПРУЖЕННЯ ІНІЦІАЦІЇ ПЕРЕРИВЧАСТОЇ ТЕКУЧОСТІ СПЛАВУ АМГ6

S. Fedak, Ph.D., Assoc. Prof., O. Yasniy, Dr., Prof.

INITIATION STRESS OF DISCONTINUOUS AL6MG ALLOY YIELD

Деформування розтягом сплаву АМг6 в умовах м’якого типу навантажування супроводжується переривчастою текучістю (стрибкоподібною деформацією), що реєструється графічно у вигляді “сходинок” на діаграмі деформування (i) за напруження p(i) (рис. 1).





(і)

p(і)

ст



е

02

Рис. 1. Діаграма деформування сплаву АМг6 за квазістатичного розтягу в умовах м’якого типу навантажування.

Рис. 2. Залежність середнього

квадратичного відхилення від напруження ініціації переривчастої текучості.

Ділянка стрибкоподібного приросту деформацій за м’якого типу навантажування характеризується: напруженням початку процесу стрибків ст, приростом напруження між стрибками  та відповідної деформації е, коефіцієнтом пропорційності на цих ділянках Е та деформацією стрибка (i) за відповідного напруження p(i). Зі збільшенням напруження p(i) зростає деформація стрибка (ширина “сходинки” на діаграмі розтягу). У проведених раніше дослідженнях сплаву АМг6 [1] виявилено лінійну залежність між величиною миттєвих приростів деформації та відповідним максимальним напруженням розтягу.

Процес ініціації переривчастої текучості при м’якому типові навантажувань має випадковий характер. Тому проведено статистичний аналіз результатів досліджень за параметром p(i). Скористалися даними при напруженнях 235 МПа, 255 МПа та 295 МПа. Середні значення випадкових величин становили відповідно 234,63 МПа, 256,2 МПа та 295,17 МПа, що узгоджується з попередньо отриманою залежністю між величиною миттєвих приростів деформації та відповідним максимальним напруженням розтягу. Проаналізовано стандартні відхилення за досліджуваних напружень переривчастої текучості (рис. 2). Виявлено, що зі збільшенням рівня напружень значення середнього квадратичного відхилення S зменшується. Це можна пояснити гомогенізацією процесу пластичної деформації в матеріалі зі збільшенням рівня напружень.

Література.

1. Федак С. Стрибкоподібна деформація сплаву АМг6 при повзучості // Вісник Тернопільського державного технічного університету. - 2003. –Т.8, ч.2. - С. 16-23.

S 2 1 0

235 255 295 p(i)

Секція: МАШИНОЗНАВСТВО ТА МАШИНОБУДУВАННЯ

Голови: проф. І. Луців, проф. М. Пилипець, проф. Ч. Пулька, проф. Р. Рогатинський, проф. В. Барановський

Вчений секретар: канд. техн. наук Клендій В.М.

УДК 631.348

А. Бабій, канд. техн. наук, доц.

Тернопільський національний технічний університет імені Івана Пулюя, Україна ВИБІР КРИТЕРІЇВ ДЛЯ ДОСЯГНЕННЯ ОПТИМАЛЬНИХ ПАРАМЕТРІВ

ОБПРИСКУВАЧА A. Babiy, Ph.D., Assoc. Prof.

CRITERIA SELECTION FOR OPTIMAL PARAMETERS ACHIEVEMENT OF SPRAYER

На даному етапі розвитку культури виробництва сільськогосподарської продукції важко собі уявити даний технологічний процес без операцій хімічного захисту. Якщо мова йде про рослинництво, то його ефективність та необхідність навіть важко переоцінити, попри можливі негативні наслідки. Доступної альтернативи хімічному захисту рослин на даний час немає. Тому завдання ставиться таким чином, щоб мінімізувати шкідливий вплив хімічних препаратів на екосистему. Одним з шляхів досягнення поставленої мети є забезпечення виробника сільськогосподарської продукції ефективними і високоякісними технічними засобами для виконання операції хімічного захисту.

В переважній більшості випадків для хімічного захисту рослин використовують штангові та вентиляторні обприскувачі. Такі машини повинні бути технологічно ефективними, продуктивними та технічно надійними. Якою ж повинна бути оптимальна конструкція обприскувача? На прикладі причіпного штангового обприскувача розглянемо критерії, за якими потрібно оптимізувати параметри цієї машини. Сюди віднесемо вибір оптимального об’єму бака обприскувача, ширини розгортки штанги, параметрів гідравлічної системи подачі робочої рідини.

Кожна з цих задач матиме локальні обмеження для віднаходження оптимуму.

Якщо говорити про оптимальний об’єм бака обприскувача, то потрібно керуватися критерієм продуктивності обприскувача. Малі ємності спричинятимуть часті дозаправки, що зменшить коефіцієнт використання часу, який витрачається на рух машини з виконанням обприскування. Протилежно цьому – великі резервуари, що заповнені робочою рідинною, матимуть збільшену масу. Це стане критерієм вибору енергетичного засобу для транспортування причіпного обприскувача. А бо ж вибором необхідної потужності двигуна для самохідного обприскувача. Якщо агрегатувати такий обприскувач з невідповідним енергетичним засобом, то для збільшення тягового зусилля на гаку трактора потрібно переходити на нижчу передачу, що значно знизить експлуатаційну швидкість, а від того і продуктивність обприскувача в цілому. Крім можливого зниження швидкості від збільшення об’єму резервуара, потрібно враховувати питомий тиск опорних коліс на поверхню ґрунту, що є дуже важливим в плані збереження його родючості.

Що стосується вибору оптимальної ширини захвату штанги, то критеріями є:

складність маневрування, виходячи з рельєфу поля; збільшення конструктивної ширини – збільшення маси (обмеження за питомим тиском на ґрунт), зростання дії динамічних сил на ферми штанги, збільшення амплітуди коливань, що погіршує якість нанесення робочого препарату на поверхню рослин. Також оптимізація параметрів гідравлічної системи безпосередньо пов’язана з якістю нанесення робочого препарату – тиск, тип розпилювача тощо.

Таким чином, вказані критерії є визначальними і їх потрібно враховувати при оптимізації параметрів обприскувача в цілому.

УДК 621.81

В. Васильків, д-р. техн. наук, проф., Л. Данильченко, канд. техн. наук, доц.

Тернопільський національний технічний університет імені Івана Пулюя, Україна МОДЕЛЮВАННЯ ПРОЦЕСІВ ВІДПРУЖИНЕННЯ ПРИ ФОРМУВАННІ

ДЕТАЛЕЙ З ЛИСТОВОГО МАТЕРІАЛУ

V. Vasylkiv, Dr., Prof., L. Danylchenko, Ph.D., Assoc. Prof.

SIMULATION OF SPRINGBACK PROCESSES IN SHEET METAL PARTS FORMING

Sheet metal forming is a wide spread technology in almost all kind of industrial domains for the production of an enormous variety of parts and shapes. This forming technology is controlled by an enormous amount of parameters such as the material properties or the tribological behavior and lubrication conditions. The growing number of materials and design variants, associated with the stringent requirements on precision also contribute for the increasing complexity of this forming technology. In this contect the numerical simulation became a tool of increasing importance for the process analysis.

Several properties and phenomena like the tensile strength and elastic behavior, anisotropy resulting from sheet rolling conditions and lubrication are accountable for geometrical and dimensional precision. Besides the material properties, the springback is also influenced by the tools design, so it is necessary to develop finite element codes that consistently predict this type of geometrical defects [1].

Several computer codes have been developed in order to reduce the number of try-outs in the optimization of the forming tools. However, a very precise prediction of springback deviation by means of a finite element analysis is still not available. The introduction of new materials such as aluminum alloys and high strength steels in order to improve fuel economy, emissions and safety requirements, increases this challenge since they present in general larger springback deviations. The finite element simulations of springback are more sensitive to numerical tolerances than the forming simulations, including effects of element type as well as shape and size of finite elements mesh. In terms of integration schemes almost every approaches have been tried. Typically explicit methods are used for the forming operations for which they are less expensive in terms of CPU time.

For the springback simulations this relation inverts, and that is why many commercial codes couple explicit forming with implicit springback simulations. However, coupling explicit to implicit methods may be efficient in terms of CPU time, but a bad option in terms of reliability and accuracy of results. In fact, explicit methods do not guarantee the final equilibrium of the deformable body, implying that the final stresses and strains may be completely wrong. Since the shape of the final part in a sheet metal forming operation depends mainly on the amount of elastic energy stored during the forming stage it seems consensual that better results will be attained with implicit methods coupled for both forming and springback. In terms of unloading scheme two different strategies are known to conduct to similar results: the first one corresponds to reverse the tools movement until the loss of contact and can be understood as a simple continuation of the forming process; the second corresponds to replace the tools by the corresponding forces and these are consecutively decreased until vanished. The first method has a better agreement with the real processes allowing to take into account changes in contact areas between the blank sheet and tools during the removing. However, this procedure leads to a duplication of the CPU computation time due to the phases necessary to reverse the tools movement.

In sheet metal forming, at the end of the forming phase the blank sheet is subjected to

Output results Input

checand data k

Impose a trial increm ent

Calcula te the tangent stiffnes s matrix

Solve linear the system

Choose the trial increme nts by a

rmin

strategy

Update sheet configu

ration tools and position

Change contact/u ncontact boundary condition

s

End of process,

print results Input

results

Calculat incremee ntal strains rotations and

Integrat e the constitu tive law

Calcul residuaate l forces

Calcula te the consiste

stiffnesnt s matrix

Solve linear the system

Update sheet configurati

on, state variables and adjust

boundary conditions

stress state tries to relax until a residual stress state is achieved. Springback, induced by the elastic or elastoplastic recovery make the part shape distort from the expected product shape.

This is a key factor for the validation of a forming process.

Proposed simulation of springback processes in sheet metal forming based on tool displacement. This scheme can be understood as a simple continuation of the forming process.

The removing of the tools is divided in the same number of steps, as there are tools to remove.

In each of these steps, the movement of the tools is reversed. Lets consider, for instance, a deformation process involving a blank holder, a punch and a die. In the deformation process the blank holder was moved in the direction of the blank sheet until it reaches an imposed force. Then the punch starts its movement until a certain depth. The first step, in order to predict springback, is to reverse the movement of the punch until complete lost of contact.

Then invert the previous movement of the blank holder to lose contact. At the end of these steps, the blank sheet can still be trapped in the die walls. An extra step is needed to complete springback evaluation; the die must move away from the blank sheet. In this last step an extra care is also needed, supplementary boundary conditions should be introduced in order to prevent rigid body motion and avoid convergence problems. For this unloading scheme it is also important to guarantee that the tool, after its removal, do not interfere in further simulation phases. For instance, during the die displacement the blank sheet must not enter in contact with the blank holder again.

This simulation can correspond to an enormous increase of CPU time, since now one needs to reverse the complete movement of the punch and blank holder, but also to perform the movement of the die as an extra step at the end of the process.

Two algorithms followed for each stage and step of the removing of the tools is the same as for the forming phase, presented in Fig.1.

Good Bad Repeat

Good Bad Repeat

Figure1 - Algorithms of springback simulation in sheet metal forming

Today, simulation of sheet metal parts forming processes are performed using finite element methods The most important goals in this process are vertification on the manufacturability of the sheet metal parts and obtaining vital information on optimum tool design.

References:

1. Vasylkiv V., Danylchenko L. Factors influencing the value of spring back of sheet material in bending / Book of abstract of the International scientific and technical conference

“Fundamental and applied problems of modern technologies” 22th-24th of May 2018. – Ternopil: TNTU, 2018. - С. 84-85.

УДК 621.0:338.1:378.147

Т. Вітенько, д-р. техн. наук., проф., В. Шанайда, канд. техн. наук, доц., В. Лазарюк, канд. техн. наук, доц.

Тернопільський національний технічний університете імені Івана Пулюя

РОЛЬ ІНОВАЦІЙНОЇЛАБОРАТОРІЇ FABLAB В ОCВІТНЬОМУ ПРОЦЕСІ ЗА НАПРЯМАМИ "ГАЛУЗЕВЕ МАШИНОБУДУВАННЯ" ТА "ПРИКЛАДНА

МЕХАНІКА"

T. Vitenko, Dr., Prof., V. Shanaida, Ph.D, Assoc. Prof., V. Lazaryuk, Ph.D, Assoc. Prof.

ROLE AN INNOVATION LABORATORY FABLAB FOR EDUCATION PROCESS AT THE BRANCHES "MECHANICAL ENGINEERING"

AND "APPLIED MECHANICS"

На сьогодні світове товариство активно обговорює проблемні питання, які стосуються освітнього процесу, взаємозв'язку між освітою, науковою діяльністю та виробничою сферою [1, 2]. На сьогоднішній день велика увага приділяється новим підходам щодо організації навчального процесу, коли оцінка результативності роботи залежить не від індивідуальних показників конкретної особи, а від результатів командної роботи [1]. Ці та інші проблемні питання виступають в ролі критеріальних оцінок при самоаналізі діяльності іноваційних лабораторій FabLab. Такі лабораторії існують на всіх континентах [3] і не мають чітко визначеноїспеціалізації. Основне їх завдання – сприяти виявленню та реалізації творчого потенціалу будь якої людини;

формувати креативність мислення в учнівської та студентської молоді; спряти якнайшвидшому вирішенню питань виробництва та виготовлення прототипу; дати можливість отримати теоретичну підготовку та практичні навики щодо реалізації сучасних технологій виробництва та прикладної діяльності; розвинути ринкове мислення та навчитися просувати власні розробки на ринках послуг та товарів [4].

Іноваційний характер таких лабораторій підтверджується тим фактом, що вони існують та розвиваються і при університетах з різними галузями знань та фахової підготовки; і як відкриті соціальні структури муніципального підпорядкування; і як приватні структури з надання освітніх послуг, фахової технічної та організаційної підтримки; і як належним чином технічно оснащена площадка для комунікацій за інтересами.

Успішно функціонуючі FabLab центри є осередком акумуляції інтелектуального потенціалу, креативної творчості, прагматичного аналізу та місцем досягнення консенсусу між новими ідеями, науковим аналізом, виробничим досвідом та економічним обґрунтуванням.

Навчальні лабораторіїуніверситетів спрямовані на цільову та спеціальну підготовку студентів. Як правило, вони оснащені стендами, обладнанням, різного роду інструментальним забезпеченням, які в тій чи іншій мірі відтворюють виробниче середовище. В одиничних випадках таке технічне оснащення дозволяє студентській молоді перебувати у творчому пошуку нових технічних рішень та реалізації нових ідей, але така можливість обмежена розкладом занять та технологічною спрямованістю наявного обладнання. Здебільшого, для вивчення та дослідження нових розробок і наукових ідей створюють інші спеціалізовані лабораторії. Оскільки обладнати таку лабораторію надзвичайно складно та вартісно, дослідники активно використовують потужності FabLab лабораторій з технологіями 3D моделювання, прототипування, 2D - 3Dобробки та 3D друку.

Проведення дисимінаційних заходів для пропагування FabLab проекту серед комерційних структур підтвердили їх активну зацікавленість у такій формі підготовки

стані розвитку та оновлення. Засоби моделювання та швидкого прототипування дають можливість оперативно відтворювати моделі технологічного оснащення та окремих видів обладнання. На відміну від типових навчальних лабораторій тут студенти можуть матеріалізувати результати віртуального проектування, віднайти слабкі місця, виправити похибки моделі. Витратна частина такого відтворення в десятки і навіть у сотні разів менша, ніж це би було зроблено з дорогих матеріалів в умовах діючого виробництва. Діяльність FabLab лабораторій найбільш активно сприяє підвищенню ефективності та якості підготовки студентів – мігістрів, фахове спрямування яких є галузь “Механічна інженерія”. Автори проектів, що реалізуються на базі FabLabу впродовж навчання отримують додаткові знання та практичні навики, які пов'язані із пошуком нових технічних рішень, підготовкою моделі досліджуваного об'єкта, його прототипуванням.Виготовлена та представлена на захисті дипломної роботи діюча модель суттєво підвищує рівень випускника та його конкурентоздатність при подальшому працевлаштуванні. Важливим моментом є командна робота. Досвід попередніх років засвідчує, що для виготовлення діючої (рухомої) моделі пристрою студентам було необхідно контактувати із фахівцями з різних галузей знань, зокрема: з матеріалознавства, електроніки, гідро-пневмо-динаміки тощо. Таким чином, поряд з комплексом технічних завдань студент розвиває організаційні та комунікаційні навички. Досить часто студентські розробки мають комерційну цінність і можуть бути покладені в основу подальшої бізнес-діяльності.Такі підходи до організації роботи FabLab лабораторії сприяють поширенню інформації про її діяльність та створюють позитивний імідж для учасників цього проекту серед представників малого та великого бізнесу.

Отримані перші результати імплементації дисциплін FabLab проекту в освітній процес з підготовки інженерів машинобудівної галузі дозволяють зробити висновок, що вони суттєво доповнюють діючі освітні програми. Використання освітньо- виробничих можливостей FabLab лабораторій дозволяє ефективно і швидко компенсувати інерційність освітнього процесу щодо зміни навчальних планів, наповнення нових навчальних дисциплін. Такі лабораторії швидко відгукуються на запити та вимоги ринку праці і можуть виступати як діючий показник перспективних напрямів розвитку як університетів, так і інших навчальних закладів у бідь якому регіоні України.

Література

1. Shanaida V. The role of education and research in the learning process of university students / V. Shanaida, T. Vitenko, P. Drozdziel, R. Madlenak // 13th International Technology, Education and Development Conference. 11-13 March, 2019. Valencia, Spain: INTED2019 Proceedings, 2019. – P. 535-542

2. Vitenko T. Features of creating a solid models and assembly operations at CAD-systems / Vitenko T., Shanaida V., Droździel P., Madlenak R. // 9th International Confrence on Education and New Learning Technologies, Barcelona (Spain), 3rd-5th of July, 2017:

IATED Academy, 2017. − P. 7464-7469.

3. FabLabs list. URL: https://www.fablabs.io/labs/map

4. Kozyk V. Research of the formation and development of FABLAB as a form of interaction of science and manufacture in Ukraine / Kozyk V., Danylovych T., Mrykhina O., Havryliak A. // Technology audit and production reserves. – 2019. − № 1/5(45). – Р.

29-32

УДК 621.81

Л. Данильченко, канд. техн. наук, доц., Д. Радик, канд. техн. наук, доц.

Тернопільський національний технічний університете імені Івана Пулюя

ЧИСЕЛЬНЕ МОДЕЛЮВАННЯ ЗАЛИШКОВИХ НАПРУЖЕНЬ В ПРОЦЕСАХ РІЗАННЯ МЕТАЛІВ

L. Danylchenko, Ph.D., Assoc. Prof., D. Radyk, Ph.D., Assoc. Prof.

NUMERICAL MODELLING OF RESIDUAL STRESSES IN METAL CUTTING PROCESSES

Residual stresses in machined surfaces have been investigated since the early 1960s, leading to handbook data (experimental approach). More recently, finite element methods of machining have been used to predict residual stresses from computed stress and temperature distributions. However, such methods are highly time consuming and very costly. As a consequence, new approaches combining experimental, analytical and numerical models appeared recently in order to enable a rapid prediction of the residual stresses within a few minutes, making this approach usable for industrial applications.

The large majority of these researches are interested in predicting the residual stress state after orthogonal turning (or grinding), which is a 2D problem far from realistic cutting processes (3D turning, milling, drilling, etc.). The main limitation to moving towards complex cutting processes is central processing unit (CPU) time. Only few investigations dealt with 3D turning operation but with many more assumptions and uncertainties in order to limit the CPU time. Moreover such models do not consider microstructural modifications, which limit their applications. From this point of view, the cutting scientific community is behind the welding scientific community which has investigated the coupling of metallurgical–mechanical–

thermal effects in 3D configurations for a long time. This section aims to provide some trends and references in residual stresses modelling in orthogonal cutting without considering metallurgical changes.

Numerical models necessitate the application of standard finite element codes such as SYSWELD, ABAQUS, DEFORM, etc. In such approaches, two major types of parameters are strategic (Figure 1):

1. The input data: mechanical properties of the metal, thermal properties of the working material and cutting tool, friction model at the tool – work material interface, etc.

2. The numerical model: Lagrangian, Eulerian or ALE techniques, Adaptative remeshing or none, Implicit or explicit formulation, Element type and size.

The cutting tool geometry is provided by the tool manufacturer (rake and clearance angles, cutting edge radius, chip breaker geometry). Most of the time, researchers consider a plane-strain configuration since they consider that the depth of cut is much larger than the feed. The Lagrangian technique consists of tracking a discrete material point. A predetermined line of separation at the tool tip is usually present, propagating a fictitious crack ahead of the tool in order to avoid severe mesh distortions. In this case, a failure criterion is required.

The criterion is either based on a distance between the tool tip and the node, or based on a parameter depending on the stress state, on the strain rate and on the temperature at a certain distance ahead of the tool tip. In both cases, the separation occurs when a critical value is reached. However only sharp cutting tools can be modelled. Other kinds of Lagrangian techniques prefer the use of adaptive remeshing techniques to bypass the problem, which enables the modelling of blunt tools. Of course, the CPU time becomes very high since a fine mesh is required around the cutting edge radius.

distortion or require failure criterion. However the determination of free surfaces is critical, which necessitates some assumptions about the chip geometry. Finally, the avoidance of elastic behavior does not enable the estimation of residual stresses. The arbitrary Lagrangian–

Eulerian (ALE) technique is a relatively new modelling technique that represents a combination of the Lagrangian and Eulerian techniques without their drawbacks.

In metal cutting simulations, usually apply explicit integration methods; although some works are available with implicit methods [1]. In explicit integration, a system of decoupled differential equations is solved on an element-byelement basis, in which only the element stiffness matrix is formulated and saved without the need for the global stiffness matrix. On the other hand, the global stiffness matrix has to be formulated and saved in implicit integration, and the whole system of differential equations has to be solved simultaneously. Therefore, explicit methods are computationally more efficient, especially when non-linearity is encountered. This becomes more evident in thermally coupled analysis, as in metal cutting, because structural and thermal variables are solved simultaneously.

Explicit integration is conditionally stable because the critical time step depends on the minimum element size and the speed of wave propagation, while implicit integration is unconditionally stable.

Concerning the input data of numerical models, the identification of the constitutive equations for the work material (flow stress model and damage model) remains an issue, since it requires the determination of material properties at high strain rates, large strains, high temperatures and high heating rates. The main problem originates from the strain rate achievable in standard mechanical tests (for example, Hopkinson’s bar), which are about 100 times too slow compared to classical strain rates in metal cutting ~105–106 s^–1. A common practice consists of using the Johnson–Cook model, including deformation hardening, thermal softening and rate sensitivity. Another major problem originates from the identification of the coefficients independently from each other, i.e., the strain rate effect is identified at low temperature, the temperature effect is identified under low strain rates, etc. As a consequence, there is no way to validate that such models remain meaningful under the combination of high strain rates and high temperatures. It is important to underline the sensitivity of Johnson–

Cook parameters on the residual stresses predicted to prove the necessity of improvement of the identification methodology and of the constitutive models.

The objective of analytical models is to predict residual stresses based on equations coming from mechanical and thermal properties of materials. Such models are very efficient in terms of speed compared to experimental approaches, it is necessary for its optimization.

Figure 1 - Data involved in the numerical modelling of residual stresses References:

1. Danylchenko L., Radyk D. Simulation of processes of manufacturing workpieces by sheet metal forming / Book of abstract of the International scientific and technical conference “Fundamental and applied problems of modern technologies” 22th-24th of May 2018. – Ternopil: TNTU, 2018. - С.98-99.

УДК 631.42

Т. Довбуш, канд. техн. наук, ст. викл.; Н. Хомик, канд. техн. наук, доц., Б. Дунець Тернопільський національний технічний університет імені Івана Пулюя

ЕКСПЕРИМЕНТАЛЬНЕ ДОСЛІДЖЕННЯ ЦИКЛІЧНОЇ ТРІЩИНОТРИВКОСТІ КОНСТРУКТИВНОЇ СИСТЕМИ

T.Dovbush, Ph.D., N. Khomyk, Ph.D., Assoc. Prof., B. Dunets

EXPERIMENTAL STUDY OF CYCLIC FRACTURE DURABILITY OF FRAME MATERIAL

У наукових дослідженнях важливу роль відіграють результати експериментальних випробувань. Дослідження робочих органів машин, їх конструктивних систем можна проводити на спеціальних стендах у лабораторних умовах, на полігонах, а також і безпосередньо в умовах експлуатації при виконанні технологічного процесу. Суттєва особливість стендових і полігонних випробувань – це їх незалежність від погодних умов, пори року та сезонності робіт. Дана обставина дуже важлива для випробування сільськогосподарських машин сезонної експлуатації, які зайняті 30−50 днів у році при тривалості 10−15 годин на добу. Для отримання необхідної кількості інформації про стан механізмів потрібно в середньому від двох до чотирьох сезонів. На полігонах і стендах можна відтворювати експлуатаційні режими роботи машини нормально або форсовано за навантаженістю або циклічністю дії, при цьому навантаження – це певна дія на робочий орган [1]. Режими навантаження можна відтворювати точно, наближено або використовувати нормовані режими.

Здатність матеріалу чинити опір розвитку в ньому втомних тріщин можна коректно враховувати лише при побудові діаграм циклічної тріщинотривкості, тобто залежності швидкості росту тріщини при циклічному навантаженні від максимальної величини коефіцієнта інтенсивності напружень або його розмаху. Інваріантність такої залежності для даного матеріалу і при заданих умовах випробування безпосередньо випливає з положень лінійної механіки руйнування: оскільки величина коефіцієнта інтенсивності напружень повністю визначає напружено-деформівний стан у вершині тріщини.

Діаграми втомного руйнування характеризують закономірності розвитку тріщин від втоми у матеріалах і тому є основним показником циклічної тріщиностійкості матеріалу конструкції.

Метою експериментальних досліджень для визначення тріщинотривкості рами розкидача добрив ПРТ-9 в польових умовах є визначення напружено-деформівного стану в таких перетинах: кріплення колісної пари до лонжерона (аналітичні розрахунки показали максимальні внутрішні силові фактори); центральної балки (аналітично встановлено дію максимального згинального моменту); кріплення поперечини до лонжерону (перетин, у якому виникає тріщина в зварному з’єднанні).

Для експериментального дослідження НДС конструктивної системи розкидача ПРТ-9 застосовуємо тензометричні вимірювання.

Експериментальні дослідження навантаженості несучої системи причіпного розкидача твердих органічних добрив ПРТ-9 проводились при розкиданні змішаного підстилкового гною, маса робочого матеріалу з перевантаженням 10% – 100000Н.

Повторення дослідів – п’ятикратне. Агрегатування – трактор МТЗ-1523. Стабільність режиму досліджень забезпечувалась періодичним контролем швидкості руху і навантаження.