«ОПЕРАТИВНИЙ АКУСТИЧНИЙ КОНТРОЛЬ ПРОЦЕСІВ МЕХАНІЧНОЇ ОБРОБКИ МАТЕРІАЛІВ»

Олефір, Андрій Олексійович

Please use this identifier to cite or link to this item: https://er.chdtu.edu.ua/handle/ChSTU/9412

Title:	«ОПЕРАТИВНИЙ АКУСТИЧНИЙ КОНТРОЛЬ ПРОЦЕСІВ МЕХАНІЧНОЇ ОБРОБКИ МАТЕРІАЛІВ»
Authors:	Канашевич, Георгій Вікторович Олефір, Андрій Олексійович
Keywords:	Акустичний контроль
Issue Date:	2023
Abstract:	Кваліфікаційна робота магістра містить 114 сторінок, 3 таблиці, 28 рисунків, список використаних джерел із 119 найменувань, 1 додаток. ОПЕРАТИВНИЙ АКУСТИЧНИЙ КОНТРОЛЬ ПРОЦЕСІВ МЕХАНІЧНОЇ ОБРОБКИ МАТЕРІАЛІВ Об’єктом дослідження є процеси обробки матеріалів різанням. Предметом дослідження є акустичні методи контролю процесів різання. Метою і завданням кваліфікаційної роботи є доказ можливості і перспективності застосування акустичних методів контролю для управління процесом свердління, фрезерування і буріння композитних і спеціальних матеріалів в особливих умовах. За результатами виконаної роботи сформульована концепція обробки матеріалу різанням як керованого і контрольованого руйнування і розроблена оригінальна математична термоакустична модель руйнування матеріалу. Для дослідження процесів різання розроблено та виготовлено експериментальне обладнання та запропоновані методи акустичного контролю процесів обробки матеріалів різанням. Проведені експериментальні дослідження процесів акустичного випромінювання при свердлінні, фрезеруванні та бурінні дозволили сформувати концепцію нових методів і систем акустичного контролю технологічних процесів обробки матеріалів різанням. Результати можуть бути використані в машинобудуванні, літако і суднобудуванні і також при геологічних дослідженнях і добутку корисних копалин. На окремі елементи розробленого обладнання подані заявки і отримані патенти.
URI:	https://er.chdtu.edu.ua/handle/ChSTU/9412
Appears in Collections:	131 Прикладна механіка (Технології машинобудування)

Files in This Item:

File	Description	Size	Format
Олефір.pdf Restricted Access		3.5 MB	Adobe PDF	View/Open Request a copy

Show full item record

Extracted text

Міністерство освіти і науки України
Черкаський державний технологічний університет
Факультет електронних технологій, автотранспорту та машинобудування
Кафедра технології та обладнання машинобудівних виробництв

До захисту допущено:
Завідувач кафедри ТОМВ
____________Георгій КАНАШЕВИЧ
«_____»_____________2023р.

Пояснювальна записка
до кваліфікаційної роботи магістра

на тему: «ОПЕРАТИВНИЙ АКУСТИЧНИЙ КОНТРОЛЬ
ПРОЦЕСІВ МЕХАНІЧНОЇ ОБРОБКИ МАТЕРІАЛІВ»

Виконав: здобувач 2 курсу, групи мТМ-82
Спеціальності 131 – «Прикладна механіка»
Освітня програма – «Технології машинобудування»
Олефір Андрій Олексійович
Керівник: д.т.н., професор
Канашевич Георгій Вікторович
Рецензент:
Голуб Микола Васильович
інженер-технолог ПП «Фоніка плюс» м. Черкаси

Черкаси 2023 р.
Черкаський державний технологічний університет
Факультет електронних технологій, автотранспорту та машинобудування
Кафедра технології та обладнання машинобудівних виробництв
Освітній рівень бакалаврський.
Спеціальність 131 «Прикладна механіка».
Освітня програма «Технології машинобудування».

ЗАТВЕРДЖУЮ:
Завідувач кафедри ТОМВ
Георгій КАНАШЕВИЧ
« » ____________20___р.

ЗАВДАННЯ
на кваліфікаційну роботу магістра

______________________Олефіра Андрія Олексійовича _______________
(прізвище, ім’я, по батькові)
1. Тема роботи: __ Оперативний акустичний контроль_________
процесів механічної обробки матеріалів _________
Керівник роботи __ Канашевич Георгій Вікторович ___д.т.н., професор
(прізвище, ім’я, по батькові, науковий ступінь, вчене звання)
Затверджена наказом Черкаського державного технологічного університету
від «___» ______________ 20_____р. №______
2. Термін подання здобувачем роботи ____________
3. Вихідні дані до роботи: __довести можливість і перспективність
застосування акустичних методів контролю для управління процесом обробки
матеріалу як керованого і контрольованого руйнування. __________________
4. Зміст пояснювальної записки: _Розділ І. Аналіз стану питання можливості
застосування акустичного контролю з прийняттям концепції обробки
матеріалу як керованого і контрольованого руйнування. Розділ ІІ. Формування
концепції математичної моделі. Розділ ІІІ. Розробка та виготовлення
експериментального обладнання та розробка методів акустичного контролю
процесів свердління, фрезерування та буріння. Розділ ІV. Експериментальне
доведення можливості оперативного акустичного контролю механічної
обробки матеріалів при свердленні, фрезеруванні та бурінні. ______________
5. Перелік графічного матеріалу (з точним зазначенням обов’язкових
креслеників, плакатів, презентацій тощо) _1. Постановка задачі, мета роботи.
2
2-3. Концепція обробки матеріалу як керованного руйнування. 4-5. Концепція
математичної моделі. 6-8. Розробка експериментального обладнання. 9-11.
Експериментальне доведення можливості оперативного акустичного
контролю механічної обробки матеріалів. 12. Висновки. ______________

6. Керівники з роботи із зазначенням розділів роботи, що їх стосується
Підпис, дата
Прізвище, ініціали та посада
Розділ завдання
консультанта завдання видав
прийняв

Розділ 1 Канашевич Георгій Вікторович

Розділ 2 Канашевич Георгій Вікторович

Розділ 3 Цікановський Володимир Леонідович

Розділ 4 Канашевич Георгій Вікторович

7. Дата видачі завдання ______________________
Календарний план
№ Назва етапів дипломного Строк
виконання етапів Примітка
з/п роботи роботи
1 Збір інформації для написання КРМ 04.09 – 01.10.2023
2 Написання І розділу КРМ 02.10 – 15.10.2023
3 Написання ІІ розділу КРМ 16.10 – 24.10.2023
4 Написання ІІІ розділу КРМ 25.10 – 02.11.2023
5 Написання розділу з охорони праці 03.11 – 09.11.2023
6 Оформлення пояснювальної записки 10.11 – 30.11.2023
7 Оформлення графічної документації 30.11 – 04.12.2023
8 Захист роботи _____.12.2023р.

Здобувач ___________ Андрій ОЛЕФІР__
Підпис Власне ім’я, ПРІЗВИЩЕ

Керівник ___________ Георгій КАНАШЕВИЧ
Підпис Власне ім’я, ПРІЗВИЩЕ

3

ЗМІСТ

АНОТАЦІЯ (ABSTRACT) 6
ВСТУП 8
1. АНАЛІЗ СТАНУ ПИТАННЯ МОЖЛИВОСТІ 10
ЗАСТОСУВАННЯ АКУСТИЧНОГО КОНТРОЛЮ З
ПРИЙНЯТТЯМ КОНЦЕПЦІЇ ОБРОБКИ МАТЕРІАЛУ
ЯК КЕРОВАНОГО І КОНТРОЛЬОВАНОГО
РУЙНУВАННЯ
1.1. Актуальність питання і формування концепці обробки 10
матеріалу як керованого і контрольованого руйнування
1.2. Аналіз методів формування концепції математичної 13
моделі на основі енергетичного підходу
1.3. Аналіз зв’язку між тепловими енергетичними і 15
акустичними процесами в матеріалах і можливих методів
контролю руйнування матеріалу при його обробці різаням
1.4. Аналіз і обґрунтування номенклатури станочно- 17
інструментального парка і контрольно-вимірювального
обладнання для дослідження можливостей застосування
акустичного контролю процесів обробки матеріалів
різанням
Висновки за розділом 1 19
2. РОЗРОБКА МАТЕМАТИЧНОЇ ТЕРМОАКУСТИЧНОЇ 21
МОДЕЛІ РУЙНУВАННЯ МАТЕРІАЛУ ДЛЯ
ДОСЛІДЖЕННЯ ПРОЦЕСІВ ОБРОБКИ МАТЕРІАЛУ
РІЗАННЯМ ЯК КЕРОВАНОГО І КОНТРОЛЬОВАНОГО
РУЙНУВАННЯ
2.1. Формування концепції математичної моделі 21
2.2. Формулювання динамічної моделі теплопередачі та 26
перерозподілу енергії механічної обробки при керованому
пошкодженні матеріалу
2.3. Еволюція температурного поля в часі для ортотропного 33
матеріалу з довільним кутом орієнтації волокон
2.4. Чисельний експеримент по моделюванню еволюції 39
температурного поля в часі за рахунок перерозподілу
енергії при обробці матеріалу різанням як керованому
пошкодженні
Висновки за розділом 2 43

4

3. РОЗРОБКА ТА ВИГОТОВЛЕННЯ 46
ЕКСПЕРИМЕНТАЛЬНОГО ОБЛАДНАННЯ ТА
РОЗРОБКА МЕТОДІВ АКУСТИЧНОГО КОНТРОЛЮ
ПРОЦЕСІВ ОБРОБКИ МАТЕРІАЛІВ РІЗАННЯМ, А
САМЕ СВЕРДЛІННЯМ, ФРЕЗЕРУВАННЯМ ТА
БУРІННЯМ
3.1. Компоновка механічної частини експериментальної 46
установки дослідження контролю процесів обробки
матеріалів різанням
3.2. Загальна компоновка розробленого контрольно-вимірю- 53
вального комплексу
3.3. Розробка обладнання та методів акустичного контролю 56
процесів обробки матеріалів різанням
3.4. Розробка спеціальних акустичних приймачів 59
3.5. Розробка математичних методів аналізу акустичної 66
інформації та статистичної обробки результатів
досліджень
3.6. Розробка окремих питань охорони праці і навколишнього 72
середовища при проведенні досліджень
Висновки за розділом 3 77
4. ЕКСПЕРИМЕНТАЛЬНЕ ДОВЕДЕННЯ МОЖЛИВОСТІ 78
ОПЕРАТИВНОГО АКУСТИЧНОГО КОНТРОЛЮ
МЕХАНІЧНОЇ ОБРОБКИ МАТЕРІАЛІВ РІЗАННЯМ
ПРИ СВЕРДЛЕННІ, ФРЕЗЕРУВАННІ ТА БУРІННІ
4.1. Експериментальне підтвердження запропонованої 78
динамічної моделі обробки матеріала різанням як
контрольованого руйнування
4.2. Експериментальне дослідження обробки матеріала 81
фрезеруванням
4.3. Експериментальне дослідження особливостей акустичної 84
емісії при обробці матеріала фрезеруванням
4.4. Експериментальне дослідження особливостей акустичної 87
емісії при обробці матеріала свердлінням та бурінням
Висновки за розділом 4 91
ЗАГАЛЬНІ ВИСНОВКИ 93
СПИСОК ВИКОРИСТАНИХ ДЖЕРЕЛ 97
ДОДАТКИ 106

5
АНОТАЦІЯ
Кваліфікаційна робота магістра містить 114 сторінок, 3 таблиці,
28 рисунків, список використаних джерел із 119 найменувань, 1 додаток.
ОПЕРАТИВНИЙ АКУСТИЧНИЙ КОНТРОЛЬ ПРОЦЕСІВ
МЕХАНІЧНОЇ ОБРОБКИ МАТЕРІАЛІВ
Об’єктом дослідження є процеси обробки матеріалів різанням.
Предметом дослідження є акустичні методи контролю процесів різання.
Метою і завданням кваліфікаційної роботи є доказ можливості і
перспективності застосування акустичних методів контролю для управління
процесом свердління, фрезерування і буріння композитних і спеціальних
матеріалів в особливих умовах.
За результатами виконаної роботи сформульована концепція обробки
матеріалу різанням як керованого і контрольованого руйнування і розроблена
оригінальна математична термоакустична модель руйнування матеріалу. Для
дослідження процесів різання розроблено та виготовлено експериментальне
обладнання та запропоновані методи акустичного контролю процесів обробки
матеріалів різанням. Проведені експериментальні дослідження процесів
акустичного випромінювання при свердлінні, фрезеруванні та бурінні
дозволили сформувати концепцію нових методів і систем акустичного
контролю технологічних процесів обробки матеріалів різанням.
Результати можуть бути використані в машинобудуванні, літако і
суднобудуванні і також при геологічних дослідженнях і добутку корисних
копалин. На окремі елементи розробленого обладнання подані заявки і
отримані патенти.
Кваліфікаційна робота магістра виконана у 2023 році.
Кваліфікаційна робота магістра захищена здобувачем вищої освіти у
2023 році.
6
ABSTRACT
The master's thesis contains 114 pages, 3 tables, 28 figures, a list of used
sources of 119 names, 1 appendix.
OPERATIONAL ACOUSTIC CONTROL OF MECHANICAL
PROCESSING OF MATERIALS
The object of research is the processes of processing materials by cutting.
The subject of research is acoustic methods of control of cutting processes.
The purpose and task of the qualification work is to prove the possibility and
perspective of using acoustic control methods to control the process of drilling,
milling and drilling of composite and special materials in special conditions.
Based on the results of the work, the concept of material processing by cutting
as controlled and controlled destruction was formulated and an original
mathematical thermoacoustic model of material destruction was developed. To
study cutting processes, experimental equipment and methods of acoustic control of
material processing processes by cutting were developed and manufactured.
Conducted experimental studies of acoustic radiation processes during drilling,
milling, and drilling made it possible to form the concept of new methods and
systems of acoustic control of technological processes of processing materials by
cutting.
The results can be used in mechanical engineering, aircraft and shipbuilding,
as well as in geological research and mining. Applications have been submitted and
patents obtained for individual elements of the developed equipment.
The master's qualification work was completed in 2023.
The master's qualification work is protected by the higher education applicant
in 2023.

7
ВСТУП

Запропонована базова концепція механічної обробки матеріалу, як
керованого та контрольованого процесу руйнування, у перспективі дає
можливість принципово по новому поглянути на контроль та управління
процесами як свердління і фрезерування металів та вуглеволоконних
композитних матеріалів, які є основними в технологіях збирання окремих
елементів сучасних літальних апаратів, катерів і спецконструкцій, які більш
ніж на 70% складаються саме з таких вуглекомпозитів, так і буріння
свердловин у таких екзотичних матеріалах, як крига та вічна мерзлота при
геологічних дослідженнях і добутку корисних копалин. Особливо актуальна
розробка нових технологій контролю процессів свердління при з'єднанні
елементів конструкцій, виготовлених з композиційних матеріалів, з іншими
елементами, виготовленими з металу, так як з'єднання безпосередньо
елементів з композитних матеріалів, у тому числі вуглекомпозитних
матеріалів, може бути фактично клейовим.
Такий підхід обумовлює, що об’єктом дослідження обрана механічна
обробка матеріалів як керований і контрольований процес руйнування
матеріала, а предметом дослідження відповідно є більш вузька задача, а саме
акустичний контроль процесів свердління, фрезерування та буріння особливих
матеріалів, як різновидів обробки різанням в особливих умовах. За мету була
поставлена задача довести можливість і перспективність застосування
акустичних методів контролю для управління процесом свердління,
фрезерування і буріння композитних і спеціальних матеріалів в особливих
умовах і запропонувати принципово нові типи ріжучого інструменту і
обладнання.
Сформульований вище підхід обумовив структуру дослідження, а саме
поетапне вирішення задач, таких як: аналіз стану питання і формування
концепції обробки матеріалу як керованого і контрольованого руйнування;
розробка математичної термоакустичної моделі руйнування матеріалу для
8
дослідження процесів обробки матеріалу різанням як керованого і
контрольованого руйнування; розробка та виготовлення експериментального
обладнання та розробка методів акустичного контролю процесів обробки
матеріалів різанням, а саме свердлінням, фрезеруванням та бурінням;
експериментальні дослідження процесів акустичного випромінювання при
свердлінні, фрезеруванні та бурінні особливих матеріалів в особливих умовах;
формування концепцій нових методів і систем акустичного контролю
технологічних процессів обробки матеріалів різанням, таких як свердління,
фрезерування спеціальних матеріалів та буріння в особливих умовах, а також
принципово нових типів ріжучого інструменту.
Структурна схема дослідження показана на Рис.1.

АНАЛІЗ СТАНУ ПИТАННЯ І ФОРМУВАННЯ КОНЦЕПЦІЇ ОБРОБКИ МАТЕРІАЛУ ЯК
КЕРОВАНОГО І КОНТРОЛЬОВАНОГО РУЙНУВАННЯ
Y
РОЗРОБКА МАТЕМАТИЧНОЇ ТЕРМОАКУСТИЧНОЇ МОДЕЛІ РУЙНУВАННЯ
МАТЕРІАЛУ ДЛЯ ДОСЛІДЖЕННЯ ПРОЦЕСІВ ОБРОБКИ МАТЕРІАЛУ РІЗАННЯМ ЯК
КЕРОВАНОГО І КОНТРОЛЬОВАНОГО РУЙНУВАННЯ
Y
РОЗРОБКА ТА ВИГОТОВЛЕННЯ ЕКСПЕРИМЕНТАЛЬНОГО ОБЛАДНАННЯ ТА
РОЗРОБКА МЕТОДІВ АКУСТИЧНОГО КОНТРОЛЮ ПРОЦЕСІВ ОБРОБКИ МАТЕРІАЛІВ
РІЗАННЯМ, А САМЕ СВЕРДЛІННЯМ, ФРЕЗЕРУВАННЯМ ТА БУРІННЯМ
Y
ЕКСПЕРИМЕНТАЛЬНІ ДОСЛІДЖЕННЯ ПРОЦЕСІВ АКУСТИЧНОГО
ВИПРОМІНЮВАННЯ ПРИ СВЕРДЛІННІ, ФРЕЗЕРУВАННІ ТА БУРІННІ ОСОБЛИВИХ
МАТЕРІАЛІВ В ОСОБЛИВИХ УМОВАХ
Y
ФОРМУВАННЯ КОНЦЕПЦІЙ НОВИХ МЕТОДІВ І СИСТЕМ АКУСТИЧНОГО
КОНТРОЛЮ ТЕХНОЛОГІЧНИХ ПРОЦЕССІВ ОБРОБКИ МАТЕРІАЛІВ РІЗАННЯМ В
ОСОБЛИВИХ УМОВАХ, А ТАКОЖ ПРИНЦИПОВО НОВИХ ТИПІВ РІЖУЧОГО ІНТРУМЕНТУ

Рис.1. Структурна схема дослідження.

9
1. АНАЛІЗ СТАНУ ПИТАННЯ МОЖЛИВОСТІ ЗАСТОСУВАННЯ
АКУСТИЧНОГО КОНТРОЛЮ З ПРИЙНЯТТЯМ КОНЦЕПЦІЇ
ОБРОБКИ МАТЕРІАЛУ ЯК КЕРОВАНОГО І КОНТРОЛЬОВАНОГО
РУЙНУВАННЯ

1.1. Актуальність питання і формування концепції обробки матеріалу як
керованого і контрольованого руйнування

Обробка матеріалів, фактично, є основним процесом, обумовлюючим
матеріальний розвиток людського суспільства, і діючою силою його прогресу.
З технічної точки зору, обробка матеріалів являє собою технологічний процес
фізичного впливу на матеріал спеціальним інструментом, у результаті якого
змінюються геометричні параметри матеріалів та їх фізико-механічні
властивості [1-3]. Саме в результаті обобки матеріалу і з’являється, так званий
продукт праці, який і є ціллю діяльності і розвитку людського суспільства.
Аналіз усіх без винятку видів обробки матеріалу, таких як обробка
різанням, тиском і плавленням показує, що в їх основі лежить його
руйнування. Та коли ми говоримо не просто про руйнування матеріалу, а про
його обробку, тоді це руйнування повинне бути керованим і контрольованим.
Особливо яскраво проявляється можливість такого підходу при аналізі
технологічних процесів обробки матеріалів різанням. Основною задачею
технологічних процессів обробки матеріалів різанням є надання матеріалу
певних геометричних форм з мінімізацією змін у внутрішній структурі
матеріалу, але з можливістю покращання властивостей матеріалу у зоні
різання [4, 5].
При аналізі видів механічної обробки різанням, таких типових, як
свердління, фрезерування, точення і токарні роботи, стругання, слід
враховувати іх різновиди, які часто відокремлюються, як окремі технологічні
види, такі як зенкерування, шліфування, хонінгування, зубофрезерування,
зубонарізні роботи, довбленння, буріння, гравірування тощо. Аналізуючи всі
види механічної обробки різанням, можна узагальнити, що базовими
являються процеси свердління і фрезерування, з окремих елементів яких
10
складаються інші види технологічних процесів, до того ж, вони найбільш
розповсюджені [6, 7]. Саме тому, в якості базових основних технологічних
процесів механічної обробки матеріалів в подальших дослідженнях у даній
роботі обрані саме процеси обробки їх фрезеруванням і свердлінням. Окремим
рядком у подальших дослідженнях розглядалось і буріння, як різновид
свердління, що обумовлювалось особливою специфічністю матеріалів і умов
проведення таких видів взаємодії інструмента з матеріалом [8, 9].
Процес різання являє собою взаємодію ріжучого інструменту із
заготівкою, при цьому відокремлюється шар матеріалу у вигляді стружки або
металевого пилу. Операції здійснюють лезовим інструментом типу різців,
фрез, свердл, мітчиків, плашок і т.д. на різальних верстатах відповідного типу.
З фізичної точки зору, різання являє собою складний послідовний процес
деформування та руйнування оброблюваного матеріалу. Шар матеріалу, що
видаляється, перетворюється на стружку, при цьому прийнято розрізняти три
типи стружки, а саме: зливна, яка утворюється при різанні пластичних
матерлів; та, що сколюється при різанні матеріалів середньої твердості;
надломлена при обробці матеріалів, схильних до крихкості. Особливий інтерес
являє собою різання композитних, особливо вуглекомпозитних матеріалів, які
є комбінацією складових з різними властивостями, коли можуть одночасно
утворюватись усі види стружки. Потрібно підкреслити, що на вигляд стружки
впливає не тільки оброблюваний метал, а й інструмент, тобто його геометрія,
умови і режим різання та, частково, кваліфікація верстатника [8].
Технологія обробки матеріалу різанням передбачає видалення ріжучим
інструментом припуску матеріалу у заготовки. Безпосередньо робочий рух
інструменту поділяється на головний рух, тобто той, який виконує зняття
стружки і рух подачі, яким пересувають інструмент обробки вздовж осі. Саме
в залежності від цих двох видів руху, їх величини та напрямку і різняться види
та підвиди обробки матеріалу і, відповідно, інструменти та верстатне
обладнання [9-13]. Саме тому у даній роботі свердління і буріння
розглядяються як єдиний вид обробки матеріалів і розрізняються тільки
11
назвою обланання, а саме свердлильні станки і бурове обладнання, та
найчастіше умовами проведення робіт.
Як було показано вище, обробка сучасних і перспективних композитнх
матеріалів різанням суттєво відрізняється від обробки різанням таких
матеріалів як, наприклад, метали. Але композитні деталі, виготовлені з
армованого волокнами пластику (FRP), використовуються як структурні
компоненти літаків, наземних і морських транспортних засобів у транспортній
галузі для забезпечення меншої ваги та індивідуальних властивостей у
відповідь на очікувані механічні та інші умови навантаження. Згідно з
промислово оптимальними процедурами такі деталі отримують свою
початкову і майже чисту форму в автоклаві, вливанні смоли, формуванні або
інших видах обробки, тому для досягнення кінцевої форми та розмірів часто
потрібна механічна обробка їхнього контуру [14, 15].
Оброблена деталь повинна мати високу міцність, але можливі незначні
пошкодження по всьому її корпусу, особливо в приконтурних зонах, близьких
до обробленої поверхні заготовки. Так як в подальшому передбачено
свердління отворів, що особливо характерно для аерокосмічних компонентів,
наприклад, для отворів, для заклепок, канавок та інших концентраторів
напруження, тому будь-які початкові пошкодження матеріалу вкрай небажані,
щоб запобігти зростанню тріщин під час майбутньої експлуатації. Це також
стосується матричної фази використаних композитних матеріалів, оскільки
первинні механічні та термічні пошкодження матриці, включаючи хімічний
розпад або старіння, що супроводжується розпадом довгих молекулярних
ланцюгів і втратою механічної міцності, призводять до втрати підтримуючої
здатності матриці і, отже, до загального надзвичайно небезпечного
погіршення властивостей композитного матеріалу.
У той же час використання механічних субтрактивних технологій
виробництва пов'язане з різанням, деформуванням, стисканням, а також
стисненням матеріалу, особливо у випадку неідеально гострих кромок
ріжучого інструменту, призводить до утворення тепла. Навіть якщо
12
використовувані матриці характеризуються низькою
температуропровідністю, використання волокон з низькою питомою
теплоємністю або альтернативно високою теплопровідністю, як у випадку з
вуглецевими волокнами, які використовуються для армованих вуглецевим
волокном пластиків (CFRP), може призвести до утворення помітної зони
термічного впливу, яка відзначається термічними пошкодженнями внаслідок
перегріву матриці, якщо перевищено температуру склування матриці або
навіть наближено до температури її термічного розкладання [16]. В обох
випадках надмірне підвищення температури суттєво впливає на властивості та
термін служби інструменту. Саме це обумовило вибір у якості базового
досліджуваного матеріалу армованого волокнами пластику (FRP).

1.2. Аналіз методів формування концепції математичної моделі на
основі енергетичного підходу

Широко відомо, що процеси обробки матеріалів різанням щільно
пов'язані з локальним нагріванням матеріалу в зоні різання. Саме це
обумовило вибір термодинамічного підходу для моделювання процесів
обробки матеріалів різанням і побудови відповідної термодинамічної моделі
руйнування матеріалу при його обробці різанням. В попередніх авторських
роботах досліджувалися процеси електромагнітної і акустичної емісій при
руйнуванні матеріалів, що обумовило застосування теплофононної моделі
розповсюдження енергій при обробці матеріалів різанням. Процеси
поширення теплових фононів, як носіїв енергії руйнування, в тому числі і
контрольованого та керованого, має багато спільного з поширенням пружних
коливань у матеріалі, які є одним з окремих випадків енергетичних втрат
розсіювання енергії, як при руйнуванні матеріалу, так і при його обробці, як
одному з видів контрольованого руйнування. З теоретичної точки зору такий
підхід відкриває широкі можливості контролю процесу механічної обробки та
його окремого випадку свердління чи фрезерування.
13
Зміну температури під час субтрактивної обробки вуглепластику
досліджено в [17-25]. Чен та ін. [27] і El-Hofy et al. [27] досліджували проблему
акумуляції тепла для свердління та довбання вуглепластику. Гуесмі та ін. [28]
проаналізовано підвищення температури підрізування армованих волокнами
теплопровідних полімерів залежно від тривалості обробки. Ельфархані та ін.
[29] вимірювали швидкість підвищення температури при периферійному
шліфуванні GFRP. Шейх-Ахмад та ін. [21] розглянули залежність підвищення
температури CFRP від швидкості різання шпинделя та швидкості подачі при
фрезеруванні фрезами та торцевою фрезою PCD, а також перерозподіл
прикладеної сили обрізання між стружкою, заготовкою та інструментом.
Отримані в [24] дані чітко показують підвищення температури під час
різання, навіть після повного проникнення інструменту в матеріал по лінії
різання, тобто після того, як шлях різання інструменту перевищує діаметр
інструменту. Швидкість наближення інструменту до зони різання було
значущим для розглянутої невеликої тривалості взаємодії інструменту та
заготовки, але довший час різання в інших дослідженнях повинен враховувати
експериментально спостережуване підвищення температури.
Лю та ін. [25] запропонували модель деградації міцності CFRP матеріалу
CFRP під температурним і механічним навантаженням, але проблеми
зворотного впливу стану механічної пошкодженості матеріалу на температуру
не були завданням дослідження.
Модель розподілу температури заготовки як напівнескінченного
твердого тіла з адіабатичною граничною умовою розглянуто в [19] на основі
розв’язків диференціального рівняння теплопровідності в часткових похідних
для ортотропних твердих тіл [30]. Велика увага приділялася моделюванню
конкретних моментів часу та положень інструменту під час актів взаємодії
інструменту та заготовки. Були розглянуті дві основні причини підвищення
температури з часом експерименту, а саме те, що інструмент наближався до
точки вимірювання, а також те, що тепло поступово накопичувалося в
заготовці від усіх попередніх положень інструменту. Але основне припущення
14
про миттєвий розподіл енергії, яка виділяється джерелом тепла, по заготовці
прийнято аналогічно [30]. Це припущення заважає моделям враховувати
спричинені пошкодженням затримки перерозподілу тепла в оброблюваному
матеріалі.
Моделювання динамічно змінюваного теплового поля, викликаного
механічною обробкою, такою як фрезерування армованих волокнами
композитних матеріалів, вимагає розробки динамічної моделі, яка враховує
зміну властивостей оброблюваного матеріалу та відповідних умов обробки під
час процесу різання.

1.3. Аналіз зв’язку між тепловими енергетичними і акустичними
процесами в матеріалах і можливих методів контролю руйнування
матеріалу при його обробці різанням

Процеси поширення теплових фононів, як носіїв енергії руйнування [31-
33], і поширення пружних коливань у матеріалі, які є одним з окремих
випадків енергетичних втрат розсіювання енергії, як при руйнуванні
матеріалу, так і при його обробці, як одному з видів контрольованого
руйнування [34-37], має багато спільного, що відкриває широкі можливості
контролю процесів свердління, буріння і фрезерування. Саме це обумовило що
метою роботи є експериментальний доказ можливості застосування
акустичних методів контролю для управління процесом свердління і
фрезерування композитних і деяких особливих матеріалів.
В цілому, методи неруйнівного контролю дають можливість виявлення
дефектів типу порушення суцільності матеріалу, оцінки його структури і
фізико-хімічних властивостей, контролю геометричних параметрів виробів,
оцінити фізичні процеси в матеріалі. Методи неруйнівного контролю, залежно
від фізичних явищ, які покладені в їх основу, поділяються на акустичні,
капілярні, магнітні, оптичні, радіаційні, радіохвильові, теплові, електричні,
електромагнітні (вихрі струмові). Універсальних методів контролю не існує. В
даний час розроблено велика кількість методів, кожний з яких
15
використовується для вирішення обмеженої кількості задач. Аналіз методів
неруйнівного контролю [37-42] показав, що традиційними методами
неруйнівного контролю практично неможливо провести оперативний аналіз
процесів руйнування матеріалів при його обробці ріжучим інструментом.
Суть електромагнітного методу полягає у вимірюванні ступеня
взаємодії електромагнітного поля котушки перетворювача з контрольованим
виробом. Контрольований об’єкт поміщають в електромагнітне поле котушки,
яка живиться змінним електричним струмом [43-45]. У цьому випадку
електропровідний об’єкт можна розглядати як короткозамкнуту котушку, в
якій індукуються струми, що протікають по замкнутих кругових лініях –
вихрові струми. Використовуючи метод вихрових струмів, можна
здійснювати контроль без безпосереднього контакту перетворювача і об’єкта,
що дозволяє отримувати вимірювальну інформацію при переміщенні
перетворювача відносно об’єкта. Перевагою методу вихрових струмів є те, що
на вимірювальний сигнал практично не впливає вологість, тиск і
забрудненість середовища, радіоактивні випромінювання, забруднення
поверхні об’єкта діелектричними матеріалами [46-48]. Нажаль, метод
заснований на реєстрації зміни вихрових струмів, що наводяться в об’єктах
контролю з електропровідних матеріалів котушкою збудження вихрового
перетворювача і не може бути застосований для цілого спектру діелектричних
і композитних матеріалів. Аналіз методів радіаційного неруйнівного
контролю, заснований на перетворенні радіаційного зображення об'єкту
контролю в світлове зображення на вихідному екрані радіаційно-оптичного
перетворювача, показав, що вимоги техніки безпеки і радіаційного захисту
суттєво ускладнюють методику проведення досліджень, що фактично
унеможливлює його широке застосування для оперативного контролю
процесів обробки матеріалів різанням [49-55].
Акустичний контроль є одним з найпоширеніших методів неруйнівного
контролю та використовується для оцінки якості металевої і неметалевої
продукції. Принцип акустичного неруйнівного контролю базується на
16
застосуванні пружних коливань, які збуджуються чи виникають в об'єкті
контролю і можуть застосовуватися, як для виявлення несуцільностей у
матеріалі, наприклад тріщини, раковини, пори, розшарування, так і для
визначення структурного стану матеріалу, а також для розв'язання інших задач
в дефектоскопії, структуроскопії, проведенні вимірювань та досліджень [56-
58].
Акустичні методи неруйнівного контролю поділяються на дві групи, а
саме: активні та пасивні. До активних належать методи, що засновані на
випроміненні акустичного сигналу, який має назву зондувального імпульсу в
об'єкт контролю, та дослідженні сигналу, що пройшов через об’єкт, або
відбитого сигналу від зовнішніх або внутрішніх структурних особливостей
об’єкту [59]. До пасивних відносять методи, що ґрунтуються на реєстрації та
вивченні сигналів, утворених у результаті проходження в об'єкті контролю
певних фізичних процесів (наприклад розвиток тріщини під навантаженням).
Пасивні методи також називають ще методами акустичної емісії [60-63].
Вищезазначене дозволяє зробити висновок щодо перспективності
використання методів пасивної акустичної емісії для контролю процесів
обробки матеріалів різанням як його керованого і контрольованого
руйнування.

1.4. Аналіз і обґрунтування номенклатури станочно-інструментального
парка і контрольно-вимірювального обладнання для дослідження
можливостей застосування акустичного контролю процесів обробки
матеріалів різанням

Узагальнюючи, різальний інструмент представляє собою сукупність
груп інструментів різної форми та розмірів для обробки заготовок. Саме за
допомогою інструменту змінюється форма, властивості та розмір виробів із
матеріалу внаслідок видалення його частини. Результатом роботи створюється
готова деталь або заготівка. Сфера застосування різального інструменту
17
найширша, тому що безпосередньо чи опосередковано він використовується в
усіх промислових галузях та побуті.
Незважаючи на існування безлічі груп та різновидів, будова інструменту
для різання ідентична. Різальний інструмент складається із двох частин, а
саме: робочої та кріпильної. У свою чергу, робоча частина складається з
безпосередньо ріжучої частини для зрізання частини матеріалу і калібруючої,
яка служить для відновлення ріжучих елементів при переточці, спрямування
інструменту в процесі різання та остаточного оформлення поверхні обробки
[64].
Залежно від завдань обробки матеріалу, різальна частина інструменту
оснащується такими конструктивними елементами, як одне або кілька лез,
канали для підведення охолоджувальної рідини і видалення стружки,
стружкоподрібнювачі та завивачі, а також конструктивними технологічними
елементами, які використовуються при виготовленні, переточенні та контролі
різального інструменту.
Кріпильна частина забезпечує закріплення різального інструменту на
верстатах, машинах або утримання в руках і протидіє зусиллям різання у
процесі роботи. Залежно від виконання кріплення різальній інструмент, який
має хвостовики і державки, класифікується як вставний різальний інструмент,
а з отвором для фіксації на оправці – як насадний [65].
Виділяють дві основні групи різального інструменту, а самє: ручний та
верстатний. Ручний інструмент застосовують без спеціального різального
обладнання для використання, як вручну, так і в ручних машинах із
гідравлічним, електричним та пневматичним приводами. У нашому випадку з
усього асортименту верстатного різального інструменту, який включає велику
кількість підгруп, ми виділяємо найбільш характерні, а саме фрези, свердла і
бури, які дають змогу вцілому охарактеризувати майже усі випадки процессів
обробки матеріалу різанням[66-68], які досліджуються.
При оцінюванні характеристик різального інструменту вимоги до якості
інструменту для різання зводяться до двох основних моментів, а саме:
18
дотримання заданого класу точності, чистоти обробки та високої
продуктивності. У свою чергу, найважливішою характеристикою виробничих
робіт є швидкість процесів. Однак, збільшення швидкості обробки матеріалу
підвищує ризик поломки інструменту, затуплення ріжучих кромок і їх зламу,
потребує стійкості різального інструменту до високих температур та зносу, що
обумовлює термін його служби та продуктивність. Такий підхід потребує
виготовлення різальної частини із спеціальних матеріалів, таких як
інструментальні швидкорізальні, леговані, вуглецеві сталі, тверді сплави
кобальту, вольфраму, титану та мінералокерамічні матеріали. Матеріали
такого типу забезпечують збереження форми та властивостей інструменту у
процесі різання в певних умовах [69, 70].
Аналіз ручного і верстатного обладнання для обробки матеріалів
різанням показав перспективність перевірки концепції акустичного контролю
процесів різання як керованого і контрольованого процесу руйнування в два
етапа, а саме: на ручному малогабаритному інструменті з подальшим
перенесенням результатів на стаціонарні верстати [71].
Нажаль, промислового обладнання для акустичного контролю процесів
різання матеріалу як керованого і контрольованого руйнування не
виготовляєтся, що обумовлює вимогу розробки і виготовлення відповідного
контрольно вимірювального обладнання для дослідження цих процесів.

Висновки за розділом 1

Доведена перспективність підходу до обробки матеріалів як до
цілеспрямованого і контрольованого процесу його руйнування.
Показано, що обраний підхід обробки матеріалу як цілеспрямованного
руйнування перспективний для аналізу процесів різання, а саме фрезерування,
свердління та буріння композитних і спеціальних матеріалів, особливо, на
основі теплових енергетичних моделей.
19
Проаналізовані недоліки існуючих теплових енергетичних моделей для
аналізу процесів обробки матеріалів різанням і окреслені напрямки
модифікації цих моделей на основі динамічного підходу.
Показаний зв'язок між процесами розповсюдження теплових фононів і
акустичних коливань в матеріалах, що відкриває перспективи застосування
акустичних методів для контролю процесів обробки матеріалів різанням.
Аналізом довдено перспективність використання методів пасивної
акустичної емісії для контролю процесів обробки матеріалів різанням як його
керованого і контрольованого руйнування.
Необхідна розробка оригінального контрольно-вимірювального
обладнання для оцінки процесів різання матеріалу як керованого і
контрольованого руйнування.

20
2. РОЗРОБКА МАТЕМАТИЧНОЇ ТЕРМОАКУСТИЧНОЇ МОДЕЛІ
РУЙНУВАННЯ МАТЕРІАЛУ ДЛЯ ДОСЛІДЖЕННЯ ПРОЦЕСІВ
ОБРОБКИ МАТЕРІАЛУ РІЗАННЯМ ЯК КЕРОВАНОГО І
КОНТРОЛЬОВАНОГО РУЙНУВАННЯ
2.1. Формування концепції математичної моделі
Механічна обробка заготовки в даному дослідженні розглядається як
процес контрольованого пошкодження та руйнування її матеріалу.
Оптимальний підбір параметрів процесу обробки матеріалу дозволяє знизити
нецільові втрати енергії, в тому числі і тепловиділення, чим забезпечується
використання максимально можливої частки підведеної до заготовки енергії
саме на формування нових поверхонь розділених частин матеріалу при русі
інструменту за заданою траекторією. Але проблема точно спрямованого
прикладання зсувних зусиль виникає через те, що радіус ріжучої кромки
інструменту зазвичай перевищує характерний розмір структурних елементів
матеріалу, наприклад, волокон. Це призводить до додаткового стиснення та
зминання більших зон матеріалу напротивагу до ідеалізованої ситуації, коли
вдається реалізувати локальне руйнування при навантаженні чистого зсуву
вздовж бажаної лінії формоутворення.
Інша проблема полягає в тому, що розглянуті армовані волокнами
матеріали мають високий рівень структурної неоднорідності, що призводить
до перерозподілу напруження більш жорсткими елементами, в яких
виникають високі зусилля навіть при незначних деформаціях, та, як наслідок,
до руйнування матриці чи контакту армування-матриця у віддалених ділянках
композиту. З однієї сторони, цей ефект має першочергове значення для
забезпечення міцності композиту як такого за заданих умов навантаження. З
іншої сторони, при обробці матеріалу з метою формоутворення шляхом
реалізації руйнування матеріалу за заданою траєкторією, набагато більші
кількості енергії пружної деформації вводяться в заготовку і викликають
зростання додаткових тріщин у вторинних напрямках у матриці або вздовж
шарів розділу волокно-матриця, а також додаткові розриви волокон. Після
руйнування матеріалу передана оброблювальним інструментом на заготовку
21
енергія пружної деформації розсіюється у формі механічних коливань на
мікро- і макрорівні. Спектр частот таких коливань на мікрорівні визначається
притаманними структурним часткам цього матеріалу власними частотами
коливань, які, в свою чергу, визначаються характерними для даного матеріалу
силами взаємодії між ними. В якості таких часток виступають атоми,
молекули, групи молекул і атомів. Згідно корпускулярно-хвильового дуалізму,
кожному такому коливанню можна поставити у відповідність квазі-частку.
Прийнята у літературі назва таких часток фононами, що відповідають
коливанням поля потенціальної енергії пружньої деформації, має на меті
підкреслити їх аналогію із фотонами як частками, що являються
відповідниками коливань електромагнітного поля. Таким чином, фонони є
носіями енергії коливань атомів решітки чи молекул, а отже, перехідних
хвильових процесів перерозподілу тепла. Довгохвильові фонони відповідають
механічним коливанням звукової частоти в пружному середовищі. В той же
час підвищення температури забезпечується коливаннями на всіх дозволених
частотах від набору збуджених мод, який залежить від молекулярної та
атомної структури матеріалу заготовки.
Фонони відіграють основну роль у реалізації теплопровідності в
твердому тілі, також разом з електронами у випадку електропровідних
матеріалів [32]. Рух фононів здійснюється з груповою швидкістю пружної
хвилі, яка залежить від частоти фононів. Її можна розрахувати як кут нахилу
дотичної до дисперсійної кривої залежності частоти власних коливань часток
матеріалу від хвильового вектора поблизу центру першої зони Бріллюена. Тут
перша зона Бріллюена позначає ділянку вказаної залежності, яка розташована
на початку координат і періодично повторюється вздовж осі хвильового
вектора. З розгляду цієї зони випливає, що групова швидкість пружніх
коливань дорівнює швидкості звуку для малих частот та зменшується до нуля
на границі зони Бріллюена.
Оскільки існує набір дозволених частот, можна говорити не про
унікальну швидкість теплопередачі, а лише про результуючу теплопровідність
22
як міру кількості енергії, переданої за одиницю часу по заданому шляху при
заданому градієнті температури. Отримане таким чином підвищення
температури залежить від зазначеної кількості дозволених фононних частот,
що залежить від властивостей матеріалу та його параметрів, отже, від
теплоємності матеріалу. Як можна вивести з [30, 31], відповідні значення
пов’язані один з одним наступним чином:
3 ∙ kph(ωi)
vph(ωi) = √ (1)
Cs(ωi) ∙ τph(ωi)
де ����ℎ – кінцева швидкість поширення теплових збурень за рахунок кожної
конкретної фононної частоти ���� з набору дозволених рівнів частоти в фазі
����
матеріалу; ����ℎ = – питомий внесок фононів частоти ωi у теплопровідність
��ωi
заготовки ��; ���� – спектральна теплоємність для кожної конкретної фононної
частоти ����; ����ℎ – час релаксації фонона, тісно пов’язаний із його середнім
вільним пробігом ����ℎ перед розсіюванням на дефектах гратки, межах фаз, а
також на електронах чи інших частинках.
Рівняння описує зв’язок між фізичними значеннями в ізотропному
одномодовому наближенні, тобто для одноатомних граток. Але для
багатофазних матеріалів, кожна фаза яких зазвичай представлена складними
молекулярними ланцюжками, прямі розрахунки за допомогою цього підходу
є надзвичайно складними, хоча він представляє правильне загальне уявлення
про фізичні явища, що лежать в основі процесів перерозподілу енергії в
матеріалі оброблюваної заготовки.
Гіпотеза, висловлена в магістерській роботі, полягає в тому, що можна
врахувати немиттєвий перерозподіл тепла по обробленому зразку, що
відбувається в умовах механічної обробки заготовки, і результуючий вплив на
температурне поле з точки зору його часового та просторового розподілу.
Валідація цього підходу відкриє можливості правильного моделювання
температурного поля при механічній обробці композиційного матеріалу та
визначення параметрів процесу, важливих для термічного пошкодження
23
компонентів композитів, зокрема, зміцнених вуглецевими волокнами
пластиків.
Проблема перегріву характерна в основному для зміцнених вуглецевими
волокнами композитів, бо вуглеволокна добре проводять тепло, спричинюючи
пошкодження більш обширних областей матриці, яка не розрахована на високі
температури. Для скловолоконних пластиків проблема перегріву практично не
актуальна, бо скловолокна, як і епоксидна матриця, погано проводять тепло,
тому термічне пошкодження залишається дуже локальним. Однак
залишаються питання впливу цього локального термічного пошкодження на
якість обробленої поверхні, на формування областей, хай і обмежених
локально, але пошкодженої матриці, що потім діють як концентратори
напружень.
Відповідно до теорії деформівного твердого тіла, його теплопровідність
визначається різними механізмами розсіювання фононів [32]. Розсіювання
фононів на границях між зернами у полікристалічних матеріалах та його вплив
на зниження теплопровідності досліджено в [33-35].
На основі аналізу міцності матеріалу та перерозподілу фононів у
матеріалі під навантаженням [36, 72] запропоновано розглядати кумулятивний
ефективний вплив затримок часу у розповсюдженні фононів та відповідно
часових затримок розподілу тепла та температури в заготовці у вигляді
затримки часу ����, спричиненої пошкодженням, що вносить вклад у
розраховане температурне поле за допомогою скоригованого часу з моменту
дії джерела тепла, який враховується у відповідних рівняннях температурного
поля. Фізичні явища, описані цим математичним підходом, виглядають
наступним чином. Залежно від умов обробки матеріалу, деякі механічні і,
можливо, термічні пошкодження вводяться в матеріал заготовки як в зонах
відрізаної частини матеріалу, яка утворює стружку, так і в зонах обробленої
заготовки, які знаходяться поблизу лінії різу.
Утворені мікропошкодження у вигляді тріщин в обробленому пружному
матеріалі у фазах матриці, волокон і на межі розділу волокно-матриця
24
призводять до суттєвого розсіювання фононів різних частот із набору
дозволених рівнів енергії фононів. Кумулятивний ефект введеного
додаткового розсіювання великої кількості фононів призводить до виражено
немиттєвого перерозподілу тепла, виробленого в локальній зоні взаємодії
інструменту та заготовки, по обробленому зразку. Для оцінки відповідних
процесів пропонується прийняти припущення, що коливання, які відповідають
низькочастотній частині фононного спектру, можуть служити індикаторами
процесів дисипації енергії в зоні взаємодії оброблювального інструменту та
заготовки. Вибір нижчих частот пояснюється нижчими коефіцієнтами
затухання через меншу сприйнятливість до розсіювання [73]. Це також
відкриває можливості використання сучасних приладів для оптимальної
реєстрації сигналу [74] та методів аналізу сигналу [75, 76], а також
використання методу в умовах виробничого середовища, тобто в зашумлених
заводських приміщеннях.
Викликані механічною обробкою мікропошкодження в зоні обробки
заготовки призводять не тільки до більш вираженого розсіювання фононів на
утворених неоднорідностях матеріалу, але й одночасно більшу кількість
підведеної механічної енергії, перетвореної на тепло, і, отже, вищу
температуру в зоні локальної обробки та більшу кількість утворених фононів
кожної дозволеної частоти. Тому в даній магістерській роботі пропонується
вимірювати сигнал пружних коливань під час обробки заготовки. Таке
вимірювання може включати, наприклад, потужність сигналу звукового та
ультразвукового діапазонів частот, яка безпосередньо пов'язана з кількістю
фононів відповідних частот. Ці дані дають інформацію про інтенсивність
процесів пошкодження та тепловиділення в самій зоні обробки заготовки.
Щоб уникнути залежності від параметрів системи акустичної реєстрації,
розглядається відносне збільшення потужності сигналу порівняно з відомою
початковою ситуацією, що мала місце в робочій зоні безпосередньо перед
початком процесу механічної обробки. Наступним кроком є розробка моделі
25
температурного поля, яка включає у розрахунок відповідну експериментально
визначену безрозмірну змінну.

2.2. Формулювання динамічної моделі теплопередачі та перерозподілу
енергії механічної обробки при керованому пошкодженні матеріалу
Відомі різні підходи до вирішення так званого парадоксу
теплопровідності, який присутній у формулюванні закону теплопровідності
Фур'є, який припускає, що розповсюдження тепла відбувається із
нескінченною швидкістю, що суперечить принципу причинності, оскільки це
б означало нескінченну швидкість поширення інформації. Вказані підходи
включають моделі із затримкою розповсюдження тепла, в тому числі одно-
[77, 78] і багатоступеневі [79] моделі з затримкою; моделі з дробовими
похідними [80, 81], що отримали поширення з розвитком математичного
апарату дробових похідних, тобто похідних будь-якого довільного порядку,
дійсного чи комплексного; фононні моделі [82], включаючи Гаєра-
Крумхансла [83]; моделі термомасової теорії [84], що розглядають
еквівалентну енергії фононних коливань додану квазі-масу термодинамічної
системи; моделі фононної гідродинаміки [85], що використовують рівняння
потоку для опису розповсюдження фононних часток; адаптоване до розгляду
різних мод механічних коливань часток матеріалу рівняння Больцмана [86];
релаксонні моделі [87], які розглядають теплопровідність як рух газу квазі-
часток релаксонів, причому під релаксоном розуміють лінійну комбінацію
фононів; узагальнені підходи [88, 89].
Недоліком фононних моделей є те, що вони явно враховують залежність
параметрів рівнянь від фононної частоти. Але через складну структуру
армованих волокнами матеріалів, з однієї сторони, відмінності між частотами,
характерними для різних фаз матеріалу, досить значні, але в той же час їх
важко врахувати. Значна частка моделей, зокрема, фононна модель Гаєра-
Крумхансла, передбачає так зване балістичне розповсюдження фононів, що
пов’язано з тим, що вони, як передбачається в моделі, мають імовірно великий
26
середній вільний пробіг до зіткнення з перешкодами (дефектами чи
неоднорідностями матеріалу, на яких відбувається їх розсіювання), що знову
ж таки не справедливо для армованих волокнами матеріалів, які
характеризуються складною мікро- та мезомасштабною структурою [90].
Матеріали, які подібним чином характеризуються дуже неоднорідними
властивостями на мікроскопічному рівні, зокрема, композити та біологічні
тканини, часто описуються за допомогою моделей, заснованих на розгляді
одноступеневої або подвійної фазової затримки [91]. Розглянемо підхід, що
покладений в основу таких моделей. У загальному випадку залежність між
тепловим потоком і температурою можна записати так:
������(��, ��, ��, �� + ����) = −����(��, ��, ��, ��) ∙ ∇��(��, ��, ��, �� + ����) (2)
де ������ – тепловий потік, що залежить від декартових координат x,y,z, а також
лабораторного часу t; �� – підвищення температури за рахунок підведеної
теплової енергії; ���� – теплопровідність як властивість матеріалу, залежність
якої від параметрів процесу, як буде показано нижче, також слід враховувати.
Рівняння в такій формі розглядають як модель з двофазною затримкою
(англ. dual-phase lag, чи DPL-модель), де ���� описує затримку теплового потоку,
а саме час затримки внаслідок розсіювання тепла та інерційних властивостей
його розповсюдження, ���� позначає затримку, а саме час затримки градієнта
температури, що враховує мікроструктуру матеріалу [89].
Рівняння (2) можна представити в наступному вигляді:
��������(��, ��) �� ��2
�� ������(��, ��)
������(��, ��) + ���� ∙ + �������� ∙ ∙
���� 2 ����2
(3)
��∇��(��, ��) ���� ��2∇��(��, ��)
= −����(��, ��) ∙ [∇��(��, ��) + ���� ∙ + ��
���� ������ ∙ ∙ ]
2 ����2
де �� = [��, ��, ��] і ��������=0, ��������=0 для лінійної DPL-моделі типу I, ��������=0,
��������=1 для DPL-моделі типу II, ��������=1, ��������=1 для DPL-моделі другого
порядку типу III, ��������=0, ��������=0, ���� ≠0, ����=0 для SPL-моделі з однофазною
затримкою у формі Максвелла–Каттанео–Вернотта, ��������=0, ��������=0, ���� =0,
����=0 для закону Фур’є. Таким чином, вибір коефіцієнтів моделювання та
27
врахування спричинених тими чи іншими причинами затримок часу
призводить до кількох відомих моделей, як описано в таблиці 1. В [18, 25, 92-
94] для випадку механічної обробки матеріалів використовувались моделі, в
основі яких лежить класичний закон теплопровідності Фур’є –
НАПІВЕМПІРИЧНИЙ ЗАКОН, ЯКИЙ СТВЕРДЖУЄ, ЩО ТЕПЛОВИЙ
ПОТІК ПРОПОРЦІЙНИЙ градієнту температури та, як вказано вище,
припускає нескінченну швидкість розповсюдження температури.
У [18] та [94] розглядають джерело тепла, теплопередача від якого
періодичним чином залежить від часу, що має на меті наблизити модель до
реальних особливостей механічної обробки. Альтернативний підхід з
використанням рівняння Каттанео представлений в [95]. У [96] запропоновано
аналітичний розв’язок лінійної DPL-моделі рівняння теплопровідності типу I
для випадку скінченної плити, що піддається періодичному тепловому
збуренню, таким чином забезпечується можливість аналізу дії джерела тепла,
що динамічно змінюється у часі. У [97] розглянуто різні варіанти DLP-моделей
в контексті застосування різних методів механічної обробки на виробництві.
Апроксимація рівняння (2) за допомогою скінченного числа членів ряду
Тейлора з метою отримання рівняння (3) або подібних рівнянь з додатковими
похідними завжди пов'язані з нехтуванням членами представлення вищого
порядку. У [98] показано, що вплив відкинутих членів розкладу Тейлора може
бути значним, і крім того, у загальному випадку він невідомий. Таким чином,
у поточному дослідженні пропонується уникнути необхідності нехтувати
членами вищого порядку завдяки тому, що загальна залежність від затримки
часу розглядається в початковій формі відповідно до рівняння (2), але до уваги
береться скоригований час теплопередачі, як показано у таблиці 2.1.
Можна показати, що рівняння (2) математично еквівалентне наступному
рівнянню [99]:
������(��, ��) = −����(��, ��) ∙ ∇��(��, �� + (���� − ����)), (4)
де позначення відповідають приведеним вище. Коли рівняння приведене до
такого вигляду, можна бачити, що рівняння, яке враховує тільки структурний
28
вплив через ���� , або ж тільки інерційний вплив через ����, або ж часові затримки
���� та ���� внаслідок обох факторів впливу одночасно, з математичної точки зору
являються еквівалентними.
Таблиця 2.1.
Коефіцієнти моделювання та врахування часу затримки
для різних моделей теплопередачі

Параметр �������� �������� ���� ���� Література
лінійна DPL-модель типу І 0 0 ≠0 ≠0
DPL- модель типу II 0 1 ≠0 ≠0
DPL-модель другого 1 1 ≠0 ≠0
порядку III типу
Наближення SPL-моделі у 0 0 ≠0 0
формі Каттанео-Вернотта
Закон теплопровідності 0 0 0 0
Фур'є

Наступним кроком розглянуте рівняння (5) можна підставити у вираз
для закону збереження енергії, записаного у наступному вигляді:
��(��(��, ��) ∙ ����(��, ��) ∙ ��(��, ��))
+ ∇������(��, ��) − ��(��, ��) = 0 (5)
����
де ��(��, ��) – густина середовища, ����(��, ��) – питома теплоємність, ��(��, ��) –
джерело тепла, інші позначення відповідають приведеним вище. Після
підстановки отримаємо наступне класичне параболічне рівняння
теплопередачі у формі закону Фур’є-Кірхгофа, яке проте характеризується
тим, що воно додатково враховує вплив затримки часу:
��(��(��, ��) ∙ ����(��, ��) ∙ ��(��, �� + ����))
= ∇ ∙ (����(��, ��) ∙ ∇��(��, �� + ����)) + ��(��, ��) (6)

����
де ���� = ���� − ���� – загальна врахована в моделі затримка часу внаслідок
структурних та інерційних факторів впливу.
Окремо слід відзначити проблематику врахування просторових і
часових залежностей властивостей матеріалу, таких як густина ��, теплоємність
���� і теплопровідність ����. Через те, що типові неоднорідності та несуцільності
структури матеріалу волоконнозміцнених композитів мають масштаб розміру
29
волокон та пучків волокон, тобто відносяться до мікро- та мезоструктурного
масштабного рівня, то при розрахунку механічної обробки деталі як цілого має
сенс моделювати композитний матеріал як гомогенізоване деформівне тверде
тіло та нехтувати просторовою неоднорідністю, розглядаючи в моделі
усереднені властивості матеріалу. Якщо властивості окремо волокна та
матриці відомі, то усереднені параметри можна розрахувати із врахуванням
процентного вмісту волокна.
Розглядаючи залежність властивостей матеріалу від часу, треба
враховувати, що вони тісно пов’язані з впливом самого процесу обробки, тому
змінні, які зазвичай розглядаються як константи матеріалу, перетворюються
на параметри ����, що являються функцією обраного механічного процесу
обробки заготовки. Можна поставити питання, чи залежність параметра від
часу повинна враховувати фактичний час у лабораторних координатах, чи
враховувати часову затримку подібним чином, як це реалізовано для
температури �� = ��(��, �� + ����). Вказані залежні від процесу обробки параметри
матеріалу ���� можуть залежати від часу безпосередньо або ж опосередковано,
через те, що вони насправді залежать від температури [50, 51], або також від
ступеню пошкодження матеріалу. У цьому випадку така залежність від часу
повинна бути замінена фактичною залежністю від поточних перехідних
параметрів процесу ����, наприклад. температури або пошкодження, поточне
значення яких, таким чином, опосередковано враховує вплив часу:
���� = ��(��, ��) ⟶ ���� = ��(��, ����) ⟶ ���� = ��(����). (7)

У даному дослідженні співвідношення (6) прийнято для випадку
контрольованого руйнування матеріалу, оскільки воно реалізується при
механічній обробці матеріалів складної внутрішньої структури, які зазнають
пошкоджень під дією прикладених сил. Такі пошкодження призводять до
часових затримок або відставання в перерозподілі тепла та температури в
матеріалі та, як передбачається, пов’язані з тривалістю дії оброблювального
інструменту Δ����, оскільки протягом цього часу інструмент вносить нові
30
пошкодження в структуру заготовки. Передбачається також, що затримка
корелює з тривалістю перерозподілу тепла Δ���� від точки, де тепло було
виділено, до розрахункової точки, для якої шукаємо розв’язок рівняння (6) для
знаходження температури, теплового потоку або інших пов’язаних величин,
таких як потенціал теплового потоку. З іншого боку, припускається, що
затримка часу обернено пропорційна загальному часу Δ��Σ поширення тепла від
початку дії оброблювального інструменту до моменту часу, для якого
потрібно знайти розв’язок у вигляді температурного поля. Таким чином,
припускається, що затримка часу може бути розрахована за наступним
співвідношенням:
Δ���� ∙ Δ����
���� = ���� ∙ , (8)
Δ��Σ
де ���� – параметр ініційованої пошкодженням затримки часу, який
характеризує пошкодження матеріалу заготовки внаслідок механічних
навантажень, а також теплових ефектів, викликаних обробкою.
З одного боку, при знаходженні рішень, отриманих при підстановці
ненульових коефіцієнтів моделювання в (3), хвилеподібне поширення
температури легко побачити з рівнянь, наприклад, для випадку розв’язків у
формі так званого ядра Джеффрі [80], що приводить до еліптичного
телеграфного рівняння [78]:
����(��, ��) ��2��(��, ��) ����(��, ��)
+ ���� ∙ = ∙ ∇2��(��, ��) (9)
���� ����2 ��(��, ��) ∙ ����(��, ��)
Але хоча хвилеподібне поширення тепла випливає із (9), проте в дійсності
перерозподіл енергія і, отже, тепла і температури, фізично реалізується за
допомогою набору фононів, які характеризуються дисперсією швидкості, як
показано вище в рівнянні (1). Проте швидкість теплової хвилі ��ℎ, що
визначається розв’язком рівняння (9), на відміну від фізичних швидкостей
поширення окремих фононів ����ℎ�� (1), розраховується як ефективне значення:
����(��, ��)
��ℎ = √ . (10)
��(��, ��) ∙ ����(��, ��) ∙ ����

31
Недоліком такого підходу є те, що тепловий потік у термінах
перерозподілу температури (9) нехтує членами вищого порядку в рівнянні (3)
та відповідними особливостями процесу. Крім того, розглядається стале,
незалежне від особливостей процесу, значення коефіцієнту ���� похідної
теплового потоку за часом, тобто другої похідна за часом від енергії,
перерозподіленої в матеріалі, чи, так би мовити, прискорення розподілу
енергії. Але спеціально для випадку контрольованого руйнування матеріалу
під час механічної обробки різанням, а слід зауважити, що також і для випадку
пошкодження через цілеспрямоване нагрівання, наприклад, при лазерному чи
термічному різанні композиту, слід брати до уваги, що затримка часу
теплопередачі не є сталою, залежить від особливостей процесу обробки
матеріалу і проявляє більш складну залежність від накопичених при обробці
мікро- і макропошкоджень.
Рівняння у формі (6), навпаки, хоч непрямим чином, але включає в
своєму формулюванні відповідний хвилеподібний розподіл тепла завдяки
введенню параметра затримки часу ����, не нехтуючи явищами вищого порядку.
Варто зауважити, що запропонований підхід дає можливість розрахувати
результуючу температуру, не враховуючи кожен окремий фонон і його
швидкість ����ℎ, але як інтегральний результат перерозподілу фононів.
Залежність від часу затримки ���� (8) відображає основні фізичні явища, що
призводять до затримок у часі у випадку теплового потоку внаслідок
контрольованого руйнування матеріалу, і може замінити собою введені
затримки часу ���� і ����, таким чином значно спрощуючи приведені
диференціальні рівняння з частинними похідними та уможливлюючи
прийняти розв’язок рівняння (2) у вигляді закону теплопередачі Фур’є (6), яке
враховує часову затримку в розподілі температури, що залежить від тривалості
накопичення пошкоджень Δ����, коли обробний інструмент діє на матеріал, що
призводить до його контрольованого руйнування, інтенсивності утворення
пошкодження, яке характеризується параметром ���� , тривалості теплообміну
після моменту виділення тепла Δ����. Більше того, чим довший загальний час
32
Δ��Σ перерозподілу тепла, що виділяється, тим більше часу мають
низькочастотні фонони, на розповсюдження яких у матеріалі не так виражено
впливають утворені мікродефекти, щоб все ж реалізувати передачу тепла до
довільної розрахункової точки у матеріалі. При цьому враховується
інерційність теплообміну. Однією з форм, у якій це може бути математично
виражено, є запропоноване рівняння (8).
У такому формулюванні введена затримка часу, або, як це видно із
рівняння (8), еквівалентне масштабування часу, є альтернативним способом
вирішення теплового парадоксу та формулювання моделі теплопередачі, яка
враховує скінченність швидкості теплопередачі. У той же час, такий
запропонований в цій роботі підхід надає фізичне пояснення затримці часу, а
саме пояснює її в тому числі розсіюванням фононів як носіїв тепла,
викликаним пошкодженням матеріалу в процесі механічної обробки. Тому для
проведення розрахунків можна зробити припущення, що залежність від
прискорення теплопередачі в даному випадку незначна, тобто чим вище
швидкість розподілу тепла, тим вище опір його розподілу, що загалом має
сенс, але припускається, що не визначальним в рамках розглянутої проблеми.

2.3. Еволюція температурного поля в часі для ортотропного матеріалу з
довільним кутом орієнтації волокон

Відповідно до [29] розв’язок рівняння (6) може бути знайдений у вигляді
розподілу температури внаслідок дії рухомого смужкового джерела тепла
(англ. moving strip source, MSS) в ізотропному (англ. isotropic, I) матеріалі в
стаціонарному стані (англ. steady state, SS) [102]:
�� ��+������⁄2
���� ��(��, ��, ��) ∙ ����(��, ��, ��) ∙ ���� ∙ ��
��������,��,���� = ∙ ∫ exp (− ) ∙
�� ∙ ���� ��−�� 2 ∙ ��
����⁄2 ��
(11)
��(��, ��, ��) ∙ �� 2 2
��(��, ��, ��) ∙ ���� ∙ √�� + ��
��0 { } ����,
2 ∙ ����
де ������ і ������ – тепловий потік і ширина смужкового джерела тепла; ���� –
швидкість руху джерела тепла чи відповідно швидкість подачі інструменту в
33
розглядуваному випадку механічної обробки матеріалу; ��0 – модифікована
функція Бесселя другого роду нульового порядку; �� – змінна інтегрування;
інші позначення відповідають приведеним вище. Теплообмін у волоконно-
армованих композитах досліджено в [103]. Виведення рівняння розподілу
температури внаслідок дії рухомого смужкового джерела (MSS) в
ортотропному матеріалі для будь-якого кута орієнтації волокон ��0 в
стаціонарному стані (SS) виконано в [16, 104].
У рамках цієї роботи була поставлена задача знайти залежне від часу
рішення для динамічної моделі для випадку ортотропного армованого
волокном матеріалу з теплопровідністю вздовж волокон ��11 і у
перпендикулярних напрямках перпендикулярно до площини композиту ��22 та
в площині композиту ��33 для будь-якого кута орієнтації волоконного
армування ��0 при зміцненні матриці умовно нескінченними
однонаправленими волокнами. Початкове співвідношення для температури T
у точці �� = [���� , ���� ] при залежній від часу дії рухомого смужкового джерела
(MSS) шириною ������, яке створює тепловий потік ������ і центр якого
знаходиться в точці ��′ = [��′
�� , ��′
�� ] та рухається зі швидкістю ���� уздовж лінії
різу, паралельної осі x, пропонується наступним чином:
������ �� ∙ ��
��������,�� = ∬ ∙ exp (−
0
2�� ∙ ��′ ∙ √��11 ∙ �� 4��′ ∙ ��
33 11
2
∙ [(�� ′
�� − �� �� ) ∙ sin ��0 + (���� − ��′
�� + ���� ∙ ��′) ∙ cos ��0] ) (12)
�� ∙ ��
∙ exp (− ∙ [(���� − ��′�� ) ∙ cos �� ′
0 − (���� − �� �� + ���� ∙ ��′) ∙ sin �� ]2) ����′ ∙ ����′
4��′ ∙ �� 0 �� ,
33

де час ��′ враховує пов'язані з пошкодженням затримки часу у розподілі тепла
для випадку взаємодії матеріалу з ріжучою кромкою обробного інструменту,
де тепло виділяється внаслідок пошкодження матеріалу. Підставивши ��′
�� =0
і виконавши математичні перетворення, отримаємо:
34
��′
��−���� ������
��������,�� = ∫ ∙
0
��′
��−���� 2�� ∙ (�� − ����) ∙ √��11 ∙ ��33
���� +��
∫ ������[���� ∙ ��2
�� ∙ (sin2 ��0 + �� ∙ cos2
�� ��0)
���� −�� (13)
+���� ∙ ���� ∙ sin 2��0 ∙ (���� − ��′
�� + ���� ∙ ��) ∙ (1 − ����)
2
+�� ′ 2 2
�� ∙ (���� − �� �� + ���� ∙ ��) ∙ (cos ��0 +���� ∙ sin ��0))] ∙ ����′�� ∙ ����,
де
�� ∙ �� 1 ��11
���� = − ∙ , �� = .
4 ∙ (�� − �� ) �� �� �� (14)
�� 11 33
Вводимо параметри
�� = ���� ∙ (���� ∙ sin 2��0 ∙ (1 − ����) + (cos2 ��0 + ���� ∙ sin2 ��0) ∙ 2 ∙ ���� ∙ (�� − ����)) ,
(15)
�� = ���� ∙ (cos2 ��0 + ���� ∙ sin2 ��0),
використовуємо наступний інтеграл у загальному вигляді
�� ��2 �� + 2�� ∙ ��
∫ ����∙��2+��∙�� √
���� = ∙ ������ (− ) ∙ �������� ( ) (16)
2 ∙ √�� 4 ∙ �� 2 ∙ √��
та враховуємо, що �������� (��) = −�� ∙ erf (�� ∙ ��).
Крім того, вводимо для спрощення математичного виразу два параметри:
�� = cos2 ��0 + ���� ∙ sin2 ��0 ,
(17)
�� = (���� ∙ sin 2��0 ∙ (1 − ����) + �� ∙ 2 ∙ ���� ∙ (�� − ����)).
Тоді, підставляючи �� < 0, ��′ = −�� => √�� = �� ∙ √��′ і
�� + 2�� ∙ �� �� + 2�� ∙ �� �� + 2�� ∙ ��
�������� ( ) = −�� ∙ ������ (�� ∙ ) = −�� ∙ ������ ( ) (18)
2 ∙ √�� 2 ∙ √�� 2 ∙ √��′
в (13), отримуємо вираз для запропонованої моделі еволюції температурного
поля ��(���� , ���� , ��) в часі:
��′
��−���� −������
��������,�� = ∫
0
��′
��−���� 4 ∙ (�� − ����) ∙ √−�� ∙ �� 2 2
�� ∙ (cos ��0 + ���� ∙ sin ��0) ∙ √��11 ∙ ��33
exp (�� ∙ [��2 ∙ (sin2 �� + �� 2
�� �� 0 �� ∙ cos ��0) + ���� ∙ sin 2��0
−�� ∙ ��2 (19)
��
∙ (1 − ����) ∙ �� 2 2
�� ∙ (�� − ����)+�� ∙ ���� ∙ �� ]) ∙ ������ ( )
4 ∙ ��
√−���� ∙ [�� + 2�� ∙ (���� + ��)] √−���� ∙ [�� + 2�� ∙ (���� − ��)]
∙ (������ ( ) − ������ ( )) ∙ ����,
2 ∙ √�� 2 ∙ √��
35
де ���� та ����– час початку та кінця обробки; ���� – швидкість подачі; ������ – тепловий
потік від локальної оброблюваної ділянки заготовки як від джерела теплової
енергії, що вивільняється внаслідок руйнування і пошкодження матеріалу
оброблювальним інстурментом; ��0 – кут волоконного армування; ��11 та ��33 –
теплопровідність волоконнозміцненого матеріалу у поздовжньому та
поперечному напрямках; �� та �� - густина та теплоємність матеріалу; ���� – часова
затримка перерозподілу енергії, пропорційна розглянутому параметру
пошкодження ����.
Затримка синхронізації ����, розрахована відповідно до (8), пропорційна
згаданому параметру затримки часу ����, що вплинув на пошкодження. У
цьому дослідженні було припущено, що чим більше пружні коливання в
заготовці послаблюються в процесі пошкодження та нагрівання внаслідок
механічної обробки, тим більша затримка часу. Тому було запропоновано
оцінити значення цього параметра за допомогою аналізу пружних коливань
заготовки, який реалізовано в акустичному діапазоні частот. На першому
кроці він вимагає розкладання зареэстрованого залежного від часу сигналу
∞
��(��) на частотні спектральні компоненти ?̂?(��) = ∫ ��(��) ��−��2����������, потім
−∞
вибір частотних діапазонів [����; ����+1], де спостерігається кореляція з
максимальними виміряними змінами температури, та розрахунок потужності
сигналу ����(����) залежно від поточного моменту ���� за загальним часом tm
обробки заготовки:
1 ����+����⁄2
����(����) = lim ∫ |��(��)|2 ����. (20)
����→∞ ���� ����−����⁄2
В якості моделі передбачалася лінійна залежність між збільшенням
потужності сигналу акустичної емісії ����(����) в одиницю часу, що характеризує
інтенсивність утворення пошкоджень матеріалу за заданих умов обробки, і
параметром затримки часу ����, викликаної пошкодженням, що є результатом
додаткового розсіювання фононів, пов'язаного з формуванням пошкодження
матеріалу. В експериментах, проведених у цьому дослідженні, для реєстрації
акустичної емісії використовувався звукореєструючий пристрій. Потужність
36
сигналу завжди обчислювалася відносно його початкового значення ����(����) на
початку шляху різання: ����(����) = ����(����) ⁄����(����) , тобто коли фрезерним
інструментом уже почала здійснюватися обробка матеріалу з параметрами, що
визначають процес різу, такими як швидкість різання ���� та інші, але помітного
додаткового накопиченого впливу пошкодження все ще не було.
Під час наступного розрахунку та моделювання подібним чином
програмно задавалась умова, яка полягала в тому, що початкова точка
генерування тепла внаслідок взаємодії інструменту та матеріалу заготовки
знаходиться в точці початку траєкторії різання ��0=0. Тому для цієї позиції та
для всіх наступних позицій ���� інструменту, тобто починаючи зі згаданої
початкової ���� = ��0, було реалізовано наступне регулювання затримки ����. Це
дало змогу припустити, що коефіцієнти пропорційності та вільного члена
передбачуваної лінійної залежності між збільшенням відносної потужності
експериментально виміряного коефіцієнта сигналу та пошкодженого
параметра затримки часу dm, який був включений у модель температурного
поля, рівна одиниці. У частотній області це призводить до наступного
співвідношення:
1 fi+1 2 2
dm|v = ∫ (|Âs(f)| − |Âe(f)| ) df,
c (21)
tm fi
де амплітуда сигналу Âs відповідає початковій частині зареєстрованого
сигналу на початку шляху різання, а Âe відноситься до частини сигналу
близько до кінця реалізованого різу, коли температура вже була підвищена.
Альтернативним варіантом було перевірити, чи дорівнює параметр ����
затримки синхронізації квадратному кореню із відносного збільшення
потужності сигналу. Це припущення було б справедливим, якби загальний
ефективний вплив пошкодження на часові затримки розподілу тепла краще б
описувався за допомогою амплітуди коливального сигналу на відміну від його
потужності, яка кратна квадрату вказаної амплітуди.
Рис. 2.1. ілюструє запропонований підхід до моделювання механічної
обробки різанням як процесу керованого руйнування матеріалу.
37

Рис. 2.1. Механічна обробка заготовки як процес керованого руйнування
матеріалу.

На рис. 2.1., а показана ідеалізована оптимальна обробка заготовки, коли
руйнування матеріалу формується точно вздовж наміченої траєкторії обробки.
Тоді потік тепла в заготовку ����→�� (c – cutting, різ; w – workpiece, заготовка) і в
стружку ����→��ℎ (c – cutting, різ; ch – chips, стружка) відбувається за рахунок
розсіювання енергії пружної деформації, яка накопичується в матеріалі до
моменту досягнення границі міцності та відповідного руйнування за
наміченою лінією різу. Окремо розглядаються тепловий потік за рахунок тертя
і тепловіддача від розігрітого інструменту.
В такому ідеалізованому випадку вторинне пошкодження, наприклад,
вздовж довільного перерізу A-A, не утворюється, відповідні теплові
потоки ����→�� (d – damage, пошкодження; w – workpiece, заготовка) і ����→��ℎ (d
– damage, пошкодження; ch – chips, стружка) відповідно дорівнюють нулю.
На відміну від цього, у випадку реальної ситуації обробки, рис. 2.1., б, в
зоні взаємодії інструмента і заготовки утворюються додаткові пошкодження,
що призводить до нагрівання. Причому це пошкодження має різний ступінь
вираження вздовж ділянки А-А. Це призводить до ненульових теплових
потоків, спричинених пошкодженнями, у заготовку ����→��, а також у заготовку
та стружку ����→(��+��ℎ), які відрізняються від теплових потоків у заготовку ����→��,
а також у заготовку та стружку ����→(��+��ℎ), що виникають внаслідок релаксації
накопиченої енергії пружної деформації при формуванні ідеалізованої
оброблюваної поверхні по лінії різу. З точки зору розподілу тепла в заготовці,
описані додаткові пошкодження спричиняють розсіювання теплових фононів
38
і, отже, викликають пов’язані з механічними та термічними пошкодженнями
матеріалу часові затримки в процесах теплопередачі, перерозподілу тепла та
температури.
Такий підхід відкриває можливості розширення сучасних методів
контролю процесів механічної обробки різанням акустичними методами
діагностики.
2.4. Чисельний експеримент по моделюванню еволюції температурного
поля в часі за рахунок перерозподілу енергії при обробці матеріалу
різанням як керованому пошкодженні

Мета цієї частини роботи полягала у перевірці розробленої аналітичної
моделі для розрахунку температурного поля внаслідок механічної обробки
ортотропного матеріалу інструментом, змодельованим як джерело тепла, яке
вносить термічні та механічні пошкодження залежно від параметрів обробки.
На цьому етапі в якості такого параметру розглядалась швидкість різання.
Чисельне моделювання залежної від часу еволюції температурного поля
по запропонованій моделі проводилось для трьох випадків, а саме випадку
фрезерування однонаправленого матеріалу заготовки, армованого вуглецевим
волокном, випадку свердління багатошарового матеріалу заготовки,
армованого скловолокном, і буріння монолітної криги. У всіх випадках
матеріал моделюється як ортотропний зразок. Для криги це пояснюється
неоднаковими умовами її формування в напрямках ортотропії. Схема дослідів
наведена на рисунках, приведених в таблиці 2.2.
У таблиці 2.2. перший стовпчик ілюструє схему відповідної обробки, а
саме фрезерування, свердління і буріння, приведених у відповідних рядках 1 і
2 відповідно. Як показано у рядку 1, фрезеруванням обробляється верхня
кромка вуглепластикової плити, що забезпечує прямий горизонтальний різ.
Швидкість подачі інструменту ����. Довжина різу дорівнює ���� і приблизно в 20
разів перевищує діаметр ���� різального інструменту. Кут орієнтації волокна Φ
може приймати довільні значення і в цьому дослідженні був обраний рівним
90 градусам.
39
На рисунку, показаному в стовпчику б таблиці 2.2., зображена
відповідна змодельована ситуація. Ортотропні властивості заготовки, такі як
модуль Юнга ������, коефіцієнт Пуассона ������, теплопровідність ������, розглядаються
вздовж головних осей матеріалу (∥,⊥). Дія фрезерного інструменту
представлена у вигляді рухомого смужкового джерела тепла, яке діє вздовж
частини Γ�� зовнішньої поверхні заготовки. Ширина джерела тепла ������.
Таблиця 2.2.
Схематичне зображення ситуації обробки (а) та відповідна модель
ортотропної пластини для аналітичного підходу (б)

Ситуація (а) Модель (б)

1.
Фрезерування

2.
Свердління

3.
Буріння

Розподіл тепла по товщині заготовки вважається приблизно рівномірним
і не моделюється, тому задача є двовимірною. Відрізані частини заготовки не
враховуються. Тепловий потік ������ створений рухомим смужковим джерелом
тепла. Тепловий потік через всю іншу поверхню заготовки Γ�� прийнятий
рівним нулю.
Температурне поле розглядається в зонах заготовки, досить віддалених
від лінії кріплення зразка, тому вплив зони защемлення не моделюється. Інші
граничні умови включають:
������(��, ��, ��)|−∞<��<0, ∀��,��∈�� = 0
{������(��, ��, ��)|−∞<��<0, ∀��,��∈�� = 0 (22)
������(��, ��, ��)|��≠0, ∀��,��∈�� = 0
40
Таким чином, дія джерела тепла триває, починаючи з t0=0, і моделюється
до тих пір, поки центр джерела тепла не досягне будь-якої довільної позиції
вздовж обробленої лінії різання x=xc:
�� = ��0 → ���� = 0,
(23)
�� > ��0 → 0 ≤ ���� ≤ ���� .
Матеріал поєднує епоксидну матрицю і зміцнення з вуглецевого волокна
у стеку з 20 шарів, товщина шару 0,25 мм. Властивості досліджуваного
матеріалу для температури навколишнього середовища 28°C прийняті
аналогічним до типових матеріалів подібного типу і наведено нижче згідно з
[15], відповідно теплопровідність в напрямку ортотропії паралельно волокнам
k11 = 6,96 Вт/(м∙K), теплопровідність в напрямку ортотропії перпендикулярно
волокнам k33 = 0,796 Вт/(м∙K), питома теплоємність Cp = 815,7 Дж/(кг∙К),
густина ρ 3
w = 1598 кг/м , кількість шарів nl = 20, об'ємний вміст волокна (англ.
fiber volume content, FVC) ϑFVC = 65 %, температура склування Tg = 170 °C,
коефіцієнт емісійності ξm = 0,95.
Фреза була змодельована як рухоме смужкове джерело тепла, що
характеризується постійною шириною sHS і тепловим потоком qHS. Тепловий
потік qHS через частину поверхні Γq в заготовку моделюється рівномірно
розподіленим уздовж ширини sHS теплового джерела, а адіабатичні умови
передбачаються на границях Γa.
Моделювання було реалізовано за допомогою подвійного інтегрування
за часом та просторовою координатою рівняння (19). Для порівняння
результатів моделювання параметри моделювання для використовуваного
інструменту, заготовки та умов обробки, величина теплового потоку джерела
тепла qHS і його ширина sHS були прийняті з досліджень [16], а саме тепловий
потік qHS із зони взаємодії заготовки та інструменту як еквівалентного
рухомого смужкового джерела тепла складав 589,7*103 Вт/м2, ширина зони
взаємодії заготовки з інструментом як еквівалентним рухомим смужковим
джерелом тепла sHS = 3,36*10-2 м.
41
Значення параметрів затримки часу dm, що впливають на пошкодження,
були визначені, як описано в розділі 2.3. Щоб перевірити залежність від
параметрів обробки, було обрано три різні режими різання. Відповідно до
цього, параметр затримки часу від пошкодженя для vc = 360/540/720 м/хв
(відповідно vc = 6/9/12 м/с) складає dm = 0.08/0.4/0.61. Відповідно до цього
кількість обертів nz = 9023/13534/18046 хв-1 (що відповідає 150/225/300 Гц),
швидкість подачі vf = 0.451/0.677/0.902 м/хв (що відповідає 7.5/11.3/15.0 * 10-
3 м/с), швидкість видалення матеріалу (англ. material removal rate, MRR) QMRR
= 75,2/112,8/150,3 * 10-9 м3/с, час обробки поверхні tm = 39,9/26,6/20,0 с.
В результаті чисельного моделювання для прикладу на рис. 2.2.а.
показано розраховане температурне поле в довільному положенні інструменту
xc в момент часу tc=xc/vf при різних положеннях інструменту для vc =540 м/хв
вздовж лінії фрезерування при vc =540 м/хв, а на рис. 2.2.б. свердління при n =
1500 і 2500 об/хв.

Фрезерування (а) Свердління (б)

Рис. 2.2. Змодельовані температурні поля вздовж обробленої траєкторії
в заготовці для різних положень інструменту.

Значенням, яке представляє інтерес для моделювання, являється
максимальна локальна температура зразка, коли інструмент як джерело тепла
розташовується в різних точках уздовж довжини лінії різу. Отримані таким
чином максимальні зміни температури заготовки для кожного положення
інструменту були розраховані для різних положень центру інструменту xc ∈(0;
lm) під час різання та наведені на рис. 2.3. для фрезерування (а) і буріння (б)
відповідно.
42
Координата x точки максимального підвищення температури в площині
заготовки (x, z) зазвичай відрізняється від координати xc положення центру
інструменту. Наприклад, коли інструмент розташований на відстані xc =39 мм
від лівої межі заготовки, так що xc/lm=0,13 (ліва крива на рис.2.3.а.), то
максимальне підвищення температури відбувається на відстані xc |ΔTmax =
38,3 мм.

Фрезерування (а) Буріння (б)

Рис. 2.3. Змодельоване максимальне підвищення температури
для різних положень центру інструменту ����∈(0; ����).

Висновки за розділом 2

З метою реалізації керованого та контрольованого руйнування матеріалу
при механічній обробці різанням розроблено динамічну модель залежної від
часу еволюції температурного поля, яка враховує пошкодження матеріалу, яке
динамічно вноситься в матеріал під час механічної обробки різанням та
визначає особливості перерозподілу підведеної енергії на утворення нових
поверхонь і на нагрів матеріалу, а також визначає характерні особливості
теплообміну, визначаючи таким чином результуючу залежну від часу
еволюцію температурного поля.
Показано, що запропонований підхід дозволяє врахувати вплив
викликаного механічною обробкою динамічного руйнування матеріалу на
тепловий потік і еволюцію температури та може бути реалізований шляхом
43
відповідного врахування часових затримок розподілу тепла, що пов’язує між
собою механічні і термодинамічні аспекти обробки матеріалу заготовки.
На основі розгляду фізичних явищ, які лежать в основі руйнування
матеріалу при механічній обробці, показано, що розподіл температури в
матеріалі відбувається не як одна хвиля, а як сукупність хвиль скінченних
швидкостей, які визначаються поширенням пружних збуджень твердого тіла
на частотах, що належать до дискретного набору дозволених частот
відповідних фононів, що являються квазічастинками-відповідниками пружних
коливань і одночасно носіями, за допомогою яких реалізуються фізичні
процеси теплопередачі в матеріалі.
Запропоновано новий метод аналізу процесів розподілу тепла на основі
реєстрації пружних коливань матеріалу, які відповідають низькочастотній
частині фононного спектру, що відкриває нові перспективні можливості
моніторингу процесів механічної обробки та області пошкодження матеріалу
і процесів перерозподілу тепла за допомогою засобів контролю та аналізу
акустичної та ультразвукової емісії.
Результати чисельного моделювання з розробленою моделлю були
отримані для трьох різних швидкостей різання, що відповідали трьох рівням
швидкості подачі при реалізації незмінної величини подачі на оборот
інструменту в кожному випадку. Вказані результати дали можливість аналізу
полів розподілу температури вздовж лінії різання, а також максимальних
температур, що були досягнуті при різних положеннях фрезерувального
інструменту вздовж лінії різання. Доведено можливість моделювання
накопичення тепла та залежного від часу підвищення максимально досягнутої
температури під час механічної обробки волоконнозміцнених вуглепластиків
в умовах механічної обробки за типових виробничих процесів.
Проведений чисельний експеримент показав, що поступове підвищення
максимальної температури під час різання може бути пояснене спричиненим
пошкодженням матеріалу та іншими факторами немиттєвим розподілом тепла
від точки дії оброблювального інструменту і викликаного ним пошкодження
44
як джерела тепла до розрахункової точки в більш пізній час, що реалізується
за допомогою набору фізичних носіїв, якими являються фонони різних частот,
групових і фазових швидкостей, які спільно беруть участь у теплопередачі.

45
3. РОЗРОБКА ТА ВИГОТОВЛЕННЯ ЕКСПЕРИМЕНТАЛЬНОГО
ОБЛАДНАННЯ ТА МЕТОДІВ АКУСТИЧНОГО КОНТРОЛЮ
ПРОЦЕСІВ ОБРОБКИ МАТЕРІАЛІВ РІЗАННЯМ, А САМЕ
СВЕРДЛІННЯМ, ФРЕЗЕРУВАННЯМ ТА БУРІННЯМ

3.1. Компоновка механічної частини експериментальної установки
дослідження контролю процесів обробки матеріалів різанням

Експериментальна вимірювальна установка була створена на основі
акумуляторних дрилів фірм LUX-TOOLS ABS-10.8Li та Makita DF488D004,
мережевої дрилі фірми Бош Bosch GSB 570, мережевого дриля для буріння
HILTI TE 30-ATC/AVR, а також фрезерної установки ProCraft POB2400.
Акумуляторний дриль LUX-TOOLS ABS-10.8Li має двохшвидкісний
редуктор, 10-мм швидкісний патрон та акумулятор 10.8 В, 1.3 А·год (Li-Ion
Technology). Крутний момент 15 Нм. Регульована акумуляторна дриль LUX-
TOOLS має потужну двошвидкісну трансмісію з обертанням за та проти
годинникової стрілки та максимальною швидкістю 3500 об/хв. Завдяки рівням
крутного моменту 18+1, крутний момент можна регулювати максимум до
15 Нм, а функція швидкої зупинки забезпечує дуже точну роботу. Змінна літій-
іонна батарея має ємність 1,3 А·год (1300 мА·год) і особливо короткий час
заряджання — 30 хвилин. Конструкція має індикатор заряду. Зовнішній вигляд
акумуляторного дриля LUX-TOOLS ABS-10.8Li показаний на рис.3.1.а.

а) б) в)

Рис. 3.1. Загальний вигляд базових дрилів.
Базовий акумуляторний дриль Makita DF488D004 показаний на рис. 3.1.б.
має дві механічні швидкості плюс плавне регулювання швидкості,

46
16 режимів моменту, щіточний тип двигуна. Літій-іонний акумулятор (Li-ion)
напругою 18 В типу BL1820G. Місткість акумулятора 2 А·г. Час зарядки
1.6 год. Діаметр патрона 0–13 мм. Тип патрона швидкозатискний.
Максимальна швидкість обертання 0–1400/0–4000 об/хв. Розмір посадкового
місця 13 мм. Регульований момент 1–4 Нм. Крутний момент 42/24 Нм. Рівень
шуму: звуковий тиск 70 дБ(А) при похибці 3 дБ(А). Рівень вібрації свердління
металу 2.5 м/сек² при похибці 1.5 м/сек. Базова конструкція має переваги, такі
як безключовий патрон, що дозволяє швидко встановлювати та знімати
свердла однією рукою, надійний редуктор з металевими шестернями та
захистом від пилу, що забезпечує більш тривалий термін служби інструменту,
ергономічна рукоятка з гумовими вставками, що забезпечує зручне
захоплення, покращує управління інструментом та знижує втому користувача,
кнопка реверсу.
Базовий мережевий дриль Bosch GSB 570 показан на рис. 3.1.в.
оснащений високопродуктивним двигуном потужністю 570 Вт. Користувач
може регулювати кількість обертів дриля Bosch GSB 570 у межах 0–
4000 об/хв. Модель оснащена передзахисною муфтою, що забезпечує безпеку.
Для покращення контролю пристрій комплектується допоміжною рукояткою,
яка дозволяє зменшити навантаження на руки користувача під час роботи.
Рукоятку можна встановити в будь-якому з 12 положень, що дозволить
створити максимально комфортні умови для експлуатації. У корпусі моделі є
вентиляційні отвори, що забезпечують охолодження двигуна. Максимальний
діаметр патрона складає 13 мм.
Мережевий дриль HILTI TE 30-ATC/AVR, застосований для
дослідження процесів буріння показаний на рис. 3.2.а. Комбінована машина
HILTI TE 30-ATC/AVR 230 В призначена для ударного чи безударного
свердління в бетоні з активним контролем крутного моменту (ATC) та
активним змененням вібраці (AVR). Вага машини 4 кг. Діапазон діаметрів для
ударного свердління 4–8 мм, рекомендований діапазон 10–20 мм. Енергія
удару 3,6 Дж. Оберти ударного свердління 3500 об/хв. Частота ударів під
47
навантаженням 3500 уд/хв. Значення тривісної вібрації для ударного
свердління (ah, HD) 10 м/с². Триосьова вібрація для сколювання 10,2 м/с².
Рівень звукового тиску 88 дБ. Номінальна споживана потужність 1010 Вт.
Розміри (ДxШxВ) 371х109х218 мм.
Активний контроль крутного моменту (ATC) запобігає
неконтрольованому обертанню корпусу інструменту в разі заклинювання
наконечника, допомагаючи зменшити загальну загрозу безпеці праці. Активне
зменшення вібрацій (AVR) робить машину зручнішою у використанні,
допомагаючи підвищити щоденну продуктивність. Безщітковий
електродвигун забезпечує високу продуктивность та ефективності системи.
Швидкозміннй патрон забезпечує швидку заміну насадок без інструментів.
Довгий термін служби забезпечується завдяки надзвичайно міцному патрону,
компонентам двигуна та корпусу.

а) б)

Рис. 3.2. Загальний вигляд базового дриля HILTI TE 30-ATC/AVR для
дослідження процесів буріння (а) і фрезерного станка ProCraft POB2400 для
дослідження процесів фрезерування (б).
Загальний вигляд фрезерного станка, пристосованого для досліджень
показаний на рис. 3.2.б. У якості базвої конструкції використаний фрезерний
станок ProCraft POB2400. Потужність 2000 Вт. Напруга/частота, 220/50 В/Гц.
Частота обертання 8000–23000 об/хв. Діаметр цанги 8/12 мм. Вертикальний
перебіг фрези 50 мм. Вага 5,1 кг. Фрезер ProCraft POB2400 призначений для
обробки деревини різного типу та твердості, а також полімерних та
композитних матеріалів. Апарат використовується для точного фрезерування
48
пазів, кромок та канавок. Міцна конструкція, ударостійкий корпус, ефективна
система охолодження забезпечують довговічність інструменту. Опорна плита
виготовлена з легкого алюмінієвого сплаву, а підошва покрита пластиковою
накладкою, що гарантує гладке ковзання інструменту. Кнопка включення з
блокуванням забезпечує безпечну та безперервну роботу. Регулювання
частоти обертання шпинделя та регулятор глибини гарантують точний
результат при мінімальному навантаженні. Конструкція паралельного
бокового упору забезпечує регульовану подачу фрези. Конструкція забезпечує
точну установку глибини фрезерування, фіксацію шпинделя для швидкої
зміни фрез. Лита алюмінієва основа з пластиковим покриттям і плоска верхня
поверхня полегшують зміну фрез, ергономічні ручки з вбудованим вимикачем
забезпечують точне позиціонування при дослідженнях.
Електрична частина кожного з двигунів пристрою модифікувалась
таким чином, що до акумуляторного чи мережевого блоку живлення
під’єднувався амперметр-вольтметр, який контролював струм споживаний
двигуном, тобто момент і потужність різання.
Для контролю електричних кіл змінного струму використовувався
цифровий вольтметр, амперметр, ватметр, багатофункціональний вимірник
на DIN-рейку N52-2066, який показаний на рис. 3.2.а. Діапазон вимірюваної
напруги AC 40~300 V. Діапазон вимірюваного струму AC 0~100 A. Кількість
енергії 0–99999 кВт. Частота 45–65 Гц. Похибка вимірів 1% (±1 розряд).

а) б) в)

Рис. 3.3. Загальний вигляд систем контролю систем приводу: а і б – струму і
напруги; в – обертів.
49
Для контролюя електричних кіл постійного струму використовувався
цифровий вольтамперметр Rezer OT-INM01, загальний вигляд якого
показаний на рис. 3.3.б. Вольтамперметр працює на постійній напрузі від 4 до
30 В, що робить його придатним для широкого спектру застосувань. Робочий
струм пристрою становить ≤ 20 мА, а діапазон вимірювання напруги та сили
струму DC 0–100 В та DC 0–10 A відповідно. Роздільна здатність за напругою
становить 0.1 В, а по струму 0.01 A. Точність вимірювання становить 1% (± 1
розряд), що забезпечує високу точність показань. Дисплей пристрою має
розміри 0.28", і відображає два кольори, а саме синій та червоний. Частота
оновлення складає близько 300 мс/раз, що забезпечує швидке та точне
відображення даних. Пристрій працює в діапазоні робочих температур від -
40℃ до +65℃, що дозволяє використовувати його в різних умовах
експлуатації. Rezer OT-INM01 має компактні розміри 48*29*26.
Для контролю обертів ріжучого інструменту використовувався
оригінальний цифровий безконтактний оптичний тахометр з винесеним
датчиком на мікроконтролері PIC, загальний вигляд якого показаний на
рис.3.3.в.
Основою приладу служить компактна налагоджувальна плата StartUSB
for PIC виробництва компанії mikroElektronika. Тахометр дозволяє вимірювати
швидкість обертання до 99999 об/хв. Результат відображається на
дворядковому РК індикаторі.
Налагоджувальна плата StartUSB for PIC, яка показана на рис.3.4.а.,
виконана на базі мікроконтролера PIC18F2550 компанії Microchip з
підтримкою інтерфейсу USB 2.0. Крім того, плата має контактні майданчики
із сигналами ліній вводу/виводу мікроконтролера, а також область для
макетування та підключення додаткових пристроїв. Відмінною особливістю
плати StartUSB for PIC є те, що встановлений на плату мікроконтролер має
встановлений USB завантажувач, що унеможливлює використання
додаткового програматора. Крім того, компанія надає безкоштовну програму
USB завантажувача для персонального комп'ютера, за допомогою якої можна
50
запрограмувати мікроконтролер та USB завантажувач для мікроконтролера
(firmware).

а) б)

Рис. 3.4. Загальний вигляд плати StartUSB for PI (а) та схеми перетворення і
узгодження сигналів з фотодіода (б).

При оптичному методі визначення швидкості обертання інфрачервоний
світлодіод передає ІЧ імпульси, а фотодіод вловлює відбитий сигнал, для чого
на частині приводу, що обертається, а саме на патроні зроблена контрастна
мітка. Схеми перетворення і узгодження сигналів для кожного повного
обороту деталі, що обертається, показані на рис. 3.4.б. За схемою видно, що
якщо на вході IR Tx з'явиться високий рівень сигналу, то відкриється
транзистор BC547 (npn), керуючий ІЧ світлодіодом. Відбитий сигнал
надходить на фотодіод у схемі перетворення та узгодження сигналу,
нормалізовані імпульси для підрахунку мікроконтролером беруться з
колектора транзитора BC557 (pnp). За нормальних умов опір фотодіода
великий і транзистор завжди закритий. Вихід схеми (колектор транзистора)
підтягнутий до землі. Якщо на фотодіод падає відбитий ІЧ сигнал, опір
знижується і транзистор відкривається, отже на виході з'являється високий
рівень сигналу.
Підключення датчика та дворядкового РК індикатора проведено
відповідно до схеми, наведеної на рис. 3.5.а.
Індикатор пристрою працює по 4-бітній шині даних. Висновки даних
D4-D7 (11-14) підключаються до контактів налагоджувальної плати RB4-RB7
51
(це і є лінії порту вводу/виводу мікроконтролера відповідно). Сигнали
керування індикатора RS (4 вхід) та E (6 вхід) підключені до RC6 та RC7.

а) б)

Рис. 3.5. Монтажна схема (а) і блоки розробленого тахометра на
мікроконтролер PIС (б).

Управління ІЧ світлодіодом датчика здійснюється по лінії RA3, вихід
схеми узгодження підключається до RA4 (вхід T0CKI таймера
мікроконтролера).
Мікроконтролер працює на частоті 48 МГц, використовуючи внутрішній
PLL.
Для написання програми мікроконтролера використовувався компілятор
мікроС. Програма нескладна, в ній реалізується налаштування портів
вводу/виводу та вбудованого таймера. Інтерфейс РК індикатора реалізується
за допомогою вбудованої в компілятор бібліотеки функцій.
Блочна конструкція безконтактного тахометра на мікроконтролері PIC
показана на рис. 3.5.б. Слід зауважити, що функціональність пристрою може
бути розширена за рахунок увімкнення функції збору даних, що дозволить
відстежувати швидкість обертання деталей і отримані дані передати за
інтерфейсом USB в комп'ютер для обробки.
В дослідженнях по обробці матеріалу різанням методом свердління
використовувалися свердла фірми Bosch Professional HSS-Co DIN338.
Кобальтовий сплав і повністю полірована HSS сталь забезпечують
52
зносостійкість і термозахист. Дві ріжучі кромки і дві канавки спеціальної
форми швидко видаляють стружку, продовжуючи термін служби свердл. В
дослідженнях буріння льоду використовувалось спеціальне свердло фірми
Makita серії 600 – 30х1600 мм, хвостовик 13 мм. В дослідженнях процесів
фрезерування використовувалися циліндричні кромкорізи Bosch Expert
12х12,7х106,8 мм. Фреза Bosch Standard призначена для фрезерування
врівень з поверхнею, зрізання фасок тощо. Для зручності переміщення по
заготовці без шаблону фреза оснащена направляючою на
шарикопідшипнику. Має дві ріжучі кромки з твердого сплаву.

3.2. Загальна компоновка розробленого
контрольно-вимірювального комплексу

Для дослідження процесів свердління і фрезерування були розроблені і
виготовлені спеціальні пристрої, які надають можливість зафіксувати
положення дослідних зразків і максимально зменшити вплив зовнішніх
факторів на результати вимірів. На рис. 3.6. показана система кріплення для
дослідження процесів свердління.

Рис. 3.6. Система кріплення для дослідження процесів свердління: 1 –зразок
композитного матеріалу; 2 – струбцини; 3 – прокладки; 4 – робочий стіл; 5 –
циліндричні направляючі; 6 – акустичний датчик; 7 – плоска пружина.

Зразок композитного матеріалу 1 за допомогою двох струбцин 2 через
дві прокладки 3 притискається до робочого стола 4, який у свою чергу
розташований на двох циліндричних направляючих 5. Акустичний датчик 6 за
53
допомогою плоскої пружини 7 притиснутий до зразка 1, що досліджується.
Робочий стіл 4 і направляючі 5 виготовлені з дельта-деревини з
фенолформальдегідною зв’язуючою, що забезпечує монолітність конструкції.
Розроблено і виготовлено концепт експериментального зразка
інструмента із вбудованим контрольно-вимірювальним обладнанням
акустичного типу, який показаний на рис. 3.7. Як видно з рисунка, його
компановка являє собою ручний свердлильний інструмент з електричним
приводом, особливістю якого є розташування в районі безпосереднього
контакту свердла з обробною деталлю підпружиненого оригінального датчика
акустичних коливань, зєднаного через екранований кабель з підсилювачем-
нормалізатором електричного сигналу з аналого-цифровим перетворювачем з
подальшою передачею інформації в спеціалізований обчислювальний центр і
видачі рекомендацій працівникові. Структурна схема розробленого пристрою
та зовнішній вигляд механічної частини представлені на рис. 3.7.а., а на
рис. 3.7.б. фотографія виготовленого експериментального приладу.

Рис. 3.7. Структурна схема розробленого пристрою (а) та зовнішній вигляд
механічної частини (б): 1 – ручний свердлильний інструмент;
2 – підпружинений датчик акустичних коливань; 3 – екранований кабель;
4 – підсилювач-нормалізатор електричного сигналу; 5 – комп’ютеризований
комплекс.

Для дослідження процесів акустичного випромінювання під час
фрезерування була розроблена спеціальна система кріплень. На рис. 3.8.а.
показаний розроблений проект, виконаний в системі КАТІ, а на рис. 3.8.б.
приведена фотографія виготовленого і доопрацьованого кріплення.

54

а)

б)

Рис. 3.8. Розроблений проект спеціальної системи кріплень для дослідження
процесів акустичного випромінювання під час фрезерування, виконаний в
системі КАТІ (а) і фотографія виготовленого і доопрацьованого кріплення:
1 – зразок композитного матеріалу; 2 – стальні струбцини; 3 – жорстка
стальна направляюча; 4 – високоміцна притискаюча пластина; 5 – сталева
упорна пластина; 6 – прямокутного перерізу стальні направляючі;
7 – шпильки; 8 – жорстка металева рама; 9 – приймач загального акустичного
випромінювання; 10 – оригінальний точковий приймач з алмазною точкою
контролю; 11 – акустичний приймач контролю розповсюдження акустичних
коливань по поверхні; 12 – експериментальний акустичний приймач;
13 –пласкі пружини; 14 – струбцини кріплення мікрофонів.
Для дослідження процесів акустичного випромінювання під час
фрезерування була розроблена спеціальна система кріплень. На рис. 3.8.а.
показаний розроблений проект, виконаний в системі КАТІ, а на рис. 3.8.б.
приведена фотографія виготовленого і доопрацьованого кріплення.
Особливістю конструкції є те, що зразок композитного матеріалу 1
55
розташовується вертикально, що полегшує доступ до зони різання. За
допомогою трьох стальних струбцин 2, закріплених на жорсткій стальній
направляючій 3, які затягуються тарувальним ключем, що забезпечує
рівномірність і однозначність кріплення пластини 1 через високоміцну
притискаючу пластину 4, зразок 1 притягується до високоміцної сталевої
упорної пластини 5. Пластина 5 і пластина кріплення 3 струбцин 2 розташовані
на прямокутного перерізу стальних направляючих 6, які за допомогою
шпильок 7 кріпляться до жорсткої металевої рами 8. Така конструкція
забезпечує абсолютну жорсткість і однозначність акустичних вимірів. У якості
прикладу показане розташування чотирьох акустичних приймачів 9, 10, 11 і
12. Лівий приймач 9 забезпечує контроль загального акустичного
випромінювання. Середній лівий приймач 10 синього кольору є оригінальним
точковим приймачем з алмазною точкою контролю. Акустичний приймач 11
червоного кольору забезпечує контроль розповсюдження акустичних
коливань по поверхні. Акустичний приймач 12 металевого кольору,
розташований справа, є експериментальним. Останні три акустичні приймачі
притискаються пласкими пружинами 13, закріпленими у струбцинах 14 за
стальну направляючу 3. Центровка руху фрези запезпечується і контролюється
трикутною направляючою на підошві фрези при її ковзанні по високоміцній
сталевій упорній пластині 5.

3.3. Розробка обладнання та методів акустичного контролю процесів
обробки матеріалів різанням

Проведене математичне моделювання теоретично довело можливість
контролю процесів обробки матеріалів різанням акустичними методами, що
дозволило розробити експериментальний зразок приладу акустичного
контролю, який складається з системи сейсмоакустичних датчиків і
мікропроцесорного блоку аналізу, позиціонування та індикації. Загальний
вигляд експериментального стаціонарного і мобільного зразків розробленого
і виготовленого приладу акустичного контролю показаний на рис. 3.9.

56

а) б)

Рис. 3.9. Загальний вигляд експериментального стаціонарного (а) і мобільного
(б) зразків приладу акустичного контролю процесів різання.
Один з варіантів датчика акустичних коливань 1, показаний на
рис. 3.9.а., представляє собою акустичний конус 2, виконаний з оригінального
композитного матеріалу з унікальними акустичними властивостями, який
дозволяє з мінімальними втратами передати коливання на блок
високочутливих перетворювачів 3 коливань в акустичному діапазоні частот в
електричний струм змінної частоти, який після підсилення вбудованим у
верхню частину пластмасового корпусу 4 датчика акустичних коливань 1,
електронним підсилювачем по кабелю зв’язку 5 передається на
мікропроцесорний блок аналізу, позиціонування та індикації 6.
Електронний підсилювач розташований у екранованому пластмасовому
корпусі 4, а кабель зв’язку 5 являє собою багатожильний екранований дріт,
причому для захисту виходу дроту від згину на корпусі датчика є пружний
циліндричний виступ.
Мікропроцесорний блок аналізу, позиціонування та індикації 6
розробленого приладу акустичного контролю конструктивно виконаний в
корпусі від ноутбука, що дало можливість використовувати штатну систему
індикації на світлодіодному моніторі, штатне живлення від акумуляторів і
джерела змінного струму та забезпечити мікропроцесорне керування
приладом. Розроблені і виготовлені блоки узгодження, підсилення і керування
57
розташовуються у відсіку корпуса ноутбука, на місці системи накопичувачів
на CD та DVD дисках.
На рис. 3.10. показано фотографії електронних плат експериментального
блоку попереднього підсилення (а) та блоку зв’язку і узгодження з ПК (б)
розробленого приладу. Особливістю схемотехніки блоку попереднього
підсилення є диференційний вхід акустичного датчика, що дозволив створити
захищений від зовнішніх впливів вхід блока електроніки і застосовувати
з’єднувальні кабелі довжиною до 200 метрів. Особливістю блока зв’язку і
узгодження є те, що кінцеві підсилювачі працюють у режимі D, що значно
підвищило економічність розробленої системи акустичного контролю.

а) б)

Рис. 3.10. Загальний вигляд експериментального блоку попереднього
підсилення (а) та блоку зв’язку і узгодження з ПК (б) розробленого приладу.

Акустична апаратура розроблялася з урахуванням лінійності її
характеристик в діапазоні частот від 1 Hz до 200 кHz. Це стало можливим
внаслідок використання лінійних підсилювачів серії УД 141, які
використовуються в аналогових обчислювальних машинах. За рахунок
схемотехнічних рішень і відсутністю конденсаторів у міжкаскадних
переходах, де використані тільки переходи транзистор-транзистор, вдалося
досягнути лінійності у діапазоні 1 Гц – 10 МГц.
Частота дискретизації та оцифровування акустичного сигналу
варіювалася в діапазоні від 56 кГц до 196 кГц. Технічні характеристики
використовуваних АЦП дозволяють зробити дискретизацію сигналу з
частотою до 10 МГц. Однак, як показало математичне моделювання та досвід
проведення експериментальних досліджень в умовах максимально
58
наближених до реальних умов, використання обладнання запропонованого
типу, частот дискретизації від 100 до 200 кГц цілком достатньо. Збільшення
частот дискретизації не призводить до суттєвого збільшення можливостей
методів акустичного контролю та його використання для керування процесом
свердління чи фрезерування. Цей ефект зумовлений особливостями
поширення акустичного сигналу і його згасання в ультразвуковому діапазоні
частот. Надалі цей високочастотний ультразвуковий діапазон і відповідні
частоти дискретизації сигналу представляються перспективними в подальших
дослідженнях, що може призвести до розширення технічних можливостей
акустичного контролю. Останнє є особливо перспективним для контролю
роботи процесів свердління надвисокооборотними перовими свердлами з
алмазним покриттям, що становить інтерес при обробці спеціальних оптичних
склокомпозитів.

3.4. Розробка спеціальних акустичних приймачів

При розробці і виготовленні дослідного зразка приладу розглядалися всі
можливі варіанти прийому та аналізу даних, що дало можливість розробити і
запатентувати ряд оригінальних пристроїв акустичного спостереження. Були
розглянуті варіанти, коли пристрій акустичного спостереження із заповненою
порожниною акустичної антени, що містить акустичну антену і приймач
акустичного сигналу від акустичної антени, відрізняється тим, що:
- акустична антена виконана заповненою матеріалом, який
характеризується анізотропними щодо швидкості розповсюдження звукових
коливань реєстрованого діапазону частот властивостями з найнижчими
значеннями вказаної швидкості в області поздовжньої осі акустичної антени і
одночасно в області розтрубу акустичної антени та зі зростанням вказаної
швидкості радіально в напрямку від поздовжньої осі акустичної антени до
зовнішньої сторони акустичної антени та поздовжньо в напрямку від розтрубу
акустичної антени до її основи вздовж її поздовжньої осі [108];
59
- приймач акустичного сигналу виконаний із багатосекційним чутливим
елементом зі здатними до реєстрації акустичних коливань секціями,
розташованими вздовж поздовжньої осі акустичної антени [109];
- акустична антена виконана із розташованим зі сторони приймача
акустичного сигналу шаром матеріалу, який характеризується вищою, ніж у
навколишньому середовищі, швидкістю розповсюдження звукових коливань
реєстрованого діапазону частот, причому із забезпеченням зростання вказаної
швидкості розповсюдження звукових коливань у вказаному шарі вздовж
розташованої у площині поздовжньої осі акустичної антени твірної у напрямку
від краю до основи акустичної антени [110];
- акустична антена виконана заповненою шаруватим матеріалом із
концентричними шарами, із яких більш віддалені від поздовжньої осі
акустичної антени концентричні шари характеризуються вищою швидкістю
розповсюдження звукових коливань реєстрованого діапазону частот
порівняно із більш наближеними до поздовжньої осі акустичної антени
концентричними шарами, причому границі вказаних концентричних шарів
виконані із матеріалу, який характеризується вищою швидкістю
розповсюдження звукових коливань реєстрованого діапазону частот
порівняно із матеріалом вказаних концентричних шарів, а також із
розташуванням вказаних концентричних шарів одним краєм у площині
розтруба акустичної антени та іншим краєм у області розташування приймача
акустичного сигналу [111];
- пристрій акустичного спостереження виконаний із чутливим
елементом, здатним до реєстрації акустичних коливань, видовжених у
напрямку поздовжньої осі акустичної антени [112].
З використанням спеціальних оригінальних подвійних звукоприймачів
розроблений комплекс має можливість позиціонувати розташування джерела
акустичних коливань методом зсуву часу, який заснований на визначенні
різниці часу T приходу звуку до датчиків акустичних коливань або
звукоприймачів, лівого Л і правого П, а саме часу приходу до них відповідно
60
tл і tп акустичних коливань від точки Ц контакту обладнання, як це показано
на рис. 3.11.а.

а) б) в)

Рис. 3.11. Розрахункова схема позиціонування акустичних сигналів: а – схема
метода зсуву часу; б і в– зіставлення елементів гіперболи з елементами
акустичної бази.

Різницю часу T прийнято називати відліком. Таким чином:
T = tл – tп
Звукова хвиля, що виникла в точці Ц, повинна досягти спочатку
звукоприймача П, а дещо пізніше – звукоприймача Л. Дугою КП на рисунку
показано положення звукової хвилі в момент проходження нею
звукоприймача П. Цей момент tп апаратура зафіксує з точністю до 0,0000025 с.
Через деякий час, необхідний для проходження звуковою хвилею відстані КЛ,
фронт звукової хвилі пройде через точку Л, і апаратура зафіксує точний час tл
підходу звуку до лівого звукоприймача акустичної бази. Оскільки нас цікавить
лише різниця часу, початком відліку часу може бути будь-який час. Метод
зсуву часу не вимагає реєстрації моменту виникнення звуку. Знаючи різницю
часу і швидкість розповсюдження акустичних хвиль, яку позначимо як
швидкість звуку у відповідному середовищі С, різницю відстаней між точками
ЛЦ і ПЦ, а саме ЛК можна вирахувати як
ЛК = ЛЦ – ПЦ = С * tл - С * tп = С * ( tл - tп ) = С * Т.
Якщо позначити відстань між звукоприймачами через с і прийняти її
назву як базу, то при наявності тільки однієї акустичної бази метод зсуву часу
61
не дає можливості визначити місце розташування джерела звуку, так як існує
безліч точок, що відповідають одному і тому ж відліку, отриманому за
допомогою тільки однієї бази. Сукупність подібних точок утворює криву, яка
називається гіперболою. Перетин координат гіперболи з координатами руху
інструмента і дає координату виникнення акустичного випромінювання.
Зіставляючи елементи гіперболи з елементами акустичної бази, а саме
рис. 3.11.б. і в, можна сказати наступне: роль фокусів F1 і F2 гіперболи грають
звукоприймачі П і Л акустичної бази; фокусна відстань 2с гіперболи є
довжиною акустичної бази l; центр гіперболи збігається з центром акустичної
бази; напрямок координатної осі XX збігається з напрямком бази; напрямок
осі YY збігається з напрямком директриси акустичної бази; розглянута
гіпербола співпадає з геометричним місцем точок розташування контакту
обладнання з місцем різу.
Проведений чисельний експеримент в середовищі відкритої версії
Mathcad [113] дозволив зробити висновки про можливість використання
запропонованого акустичного методу для вирішення поставлених задач і
розроблені відповідні акустичні датчики. Тому у комплексі, сутність
запропонованого методу акустичного контролю полягає в записі та аналізі
акустичних коливань за допомогою двох приймачів у кожній із досліджуваних
точок. Після математичної обробки акустичних сигналів з'являється
можливість аналізу природи і характерних особливостей даних акустичних
коливань, а також, розрахунку напрямку і положення джерела цих коливань за
допомогою акустичної тріангуляції сигналу, що надає можливість точно
визначити місце його виникнення. Таким чином, з'являється можливість у
реальному масштабі часу скласти загальну характеристику стану процесу
різання з можливістю локалізації зон виникнення цих акустичних сигналів.
На рис. 3.12.а. показана фотографія краю вхідних отворів подвійного
приймача акустичних сигналів приладу акустичного моніторингу, а на
рис.3.12.б. патентозахищена схема одного з двох оригінальних приймачів
62
акустичних коливань пристрою акустичного спостереження із осьовою
діаграмою направленості.

а) б)
Рис. 3.12. Фотографія краю вхідних отворів подвійного приймача
акустичних сигналів (а) і схема оригінального приймача пристрою
акустичного спостереження із осьовою діаграмою направленості (б) приладу.
На розроблений і виготовлений приймач пристрою акустичного
спостереження із осьовою діаграмою направленості пристою "Trembita"
отримано Патент України на корисну модель №148836. – Бюл.№38. Дата
публікації 22.09.2021. Пристрій акустичного спостереження із осьовою
діаграмою направленості містить акустичну антену, виконану у вигляді
конусу. Приймач акустичного сигналу від акустичної антени, розташований
всередині вузької частини конуса і з'єднаний з блоком аналізу та реєстрації,
що відображено на схемі на рис. 3.12.б.
В основу винаходу оригінального приймача пристрою акустичного
спостереження поставлено задачу покращення направленості
звукофокусуючих характеристик пристрою акустичного спостереження. Це
досягається забезпеченням можливості реєстрації акустичного сигналу, що
надходить до антени паралельно повздовжній осі акустичної антени і
блокуванням акустичного випромінювання від інших джерел звуку,
розташованих з різних боків від акустичної антени, які діють на зовнішню
поверхню стінки акустичного, порожнього всередині, конуса акустичної
антени та передаються на внутрішню поверхню стінки і, складуючись з
63
коливаннями відносно повздовжньої осі, які фокусуються акустичною
антеною конусної форми, разом приводять до зашумлення акустичного
сигналу, що критичним чином може вплинути на результати його обробки і
аналізу.
Для вирішення покладеної задачі був створений пристрій, який містить
акустичну антену, виконану у вигляді порожнього усередині конуса без
основи, приймач акустичної антени, розташований у середині вузької частини
порожнього у середині конуса без основи і блок аналізу та реєстрації. Згідно з
винаходом, акустична антена виконана у вигляді двох, порожніх усередині,
зрізаних конусів без великої основи з твірними зрізаного конуса складної
форми, наприклад, лінійними, параболічними, гіперболічними, сферичними
чи комбінованими, виконаних з матеріалу з добрими звуковідбиваючим
властивостями, наприклад, з металу чи спеціальних композитів, розташованих
один в одному та герметично з'єднаних між собою через пружні герметизуючі
звукопоглинаючі прокладки, виконані, наприклад, з гуми чи силікону, по
краям широкої частини бічної поверхні акустичних зрізаних конусів і
середини торцевих стінок малих основ вузьких країв зрізаних конусів, з
утворенням між ними герметично закритої зони з відкачаним повітрям, в
результаті чого утворюється вакуумна зона, яка принципово не може передати
акустичні коливання, які прийшли з бокових, не паралельних повздовжній осі
акустичної антени напрямків, на стінку внутрішнього зрізаного конуса і
можуть складатися з відносно повздовжньої осі акустичними коливаннями, які
фокусуються внутрішнім зрізаним конусом акустичної антени, що приводить
до зашумлення акустичного сигналу, і критичним чином може вплинути на
результати його обробки і аналізу. В результаті забезпечується фокусування
акустичних сигналів з паралельних повздовжній осі акустичної антени
напрямків і блокування акустичних коливань, які прийшли з бокових не
паралельних повздовжній осі акустичної антени напрямків, що дозволяє
зменшити зашумлення акустичного сигналу і зберегти корисну інформацію,
яку несе реєстрований акустичний сигнал.
64
Суть винаходу пояснюється кресленням на рис. 3.12.б., де зображений
загальний вигляд приймача пристрою збоку у розрізі. Пристрій акустичного
спостереження із осьовою діаграмою направленості працює наступним чином.
Акустичні хвилі 18, вздовж повздовжньої осі 17 акустичної антени 1 з боку
відсутніх великих основ порожніх усередині без великих основ з
профільованими твірними, визначаючими форму бічної поверхні лінійного,
параболічного, гіперболічного, сферичного чи комбінованого типу,
виконаного з звуковідбиваючого матеріалу типу метала чи спеціальних
композитів, зрізаних конусів 4 і 5, відбиваючись від внутрішньої поверхні
порожнього усередині без великої основи з профільованими твірними,
визначаючими форму бічної поверхні лінійного, параболічного,
гіперболічного, сферичного чи комбінованого типу, виконаного з
звуковідбиваючого матеріалу типу метала чи спеціальних композитів,
внутрішнього зрізаного конуса 5 фокусуються на приймачі акустичного
сигналу типу мікрофона 2, і передається на блок аналізу та реєстрації 3 для
подальшої обробки.
Герметично закрита з відкачаним повітрям вакуумна зона 14
принципово не може передати акустичні коливання 19, які прийшли з
акустичних джерел, розташованих з боку від акустичної антени 1, бокових не
паралельних повздовжній осі 17 акустичної антени 1 напрямків, через бокові
стінки акустичної антени 1 на внутрішню стінку порожнього усередині без
великої основи з профільованими твірними, визначаючими форму бічної
поверхні лінійного, параболічного, гіперболічного, сферичного чи
комбінованого типу, виконаного з звуковідбиваючого матеріалу типу метала
чи спеціальних композитів, зрізаного конуса 5, що блокує їх складання з
акустичними коливаннями 18 у напрямках повздовжньої осі 17, які
фокусуються, відбиваючись від внутрішньої поверхні порожнього усередині
без великої основи з профільованими твірними, визначаючими форму бічної
поверхні лінійного, параболічного, гіперболічного, сферичного чи
комбінованого типу, виконаного з звуковідбиваючого матеріалу типу метала
65
чи спеціальних композитів, внутрішнього зрізаного конуса 5 на приймачі
акустичного сигналу типу мікрофона 2, що може привести до зашумлення
акустичного сигналу, і критичним чином вплинути на результати його
обробки і аналізу.
В результаті забезпечується фокусування акустичних сигналів з
паралельних повздовжній осі 17 акустичної антени 1 напрямків 18 і
блокування акустичних коливань, які прийшли з бокових не паралельних
повздовжній осі 17 акустичної антени 1 напрямків 19, що дозволяє зменшити
зашумлення акустичного сигналу і дозволяє зберегти корисну інформацію, яку
несе реєстрований акустичний сигнал.
Як показав досвід, отримання незашумленого зовнішніми факторами
акустичного сигналу можливе тільки із застосуванням розроблених і
виготовлених оригінальних приймачів. Найчастіше використовувалися
мікрофони електретного типу в оригінальній обв'язці з попередніми
широкосмуговими підсилювачами, а також акустичні п'єзодатчики з
точковими голковими приймачами акустичних коливань.
Складна форма опорної частини датчика акустичного сигналу
розроблена спеціально для усунення відображення акустичних коливань від
опорної поверхні та їх повторної передачі при повторному відображенні від
поверхонь зразка знову в приймач акустичних коливань. Точковий
п'єзоприймач акустичного сигналу має алмазну голку знімання акустичних
коливань. Постійна сила притискання голкового точкового приймача
забезпечується тарированою деформацією пружного елемента. Голка
точкового приймача має алмазний наконечник.

3.5. Розробка математичних методів аналізу акустичної інформації та
статистичної обробки результатів досліджень
Для аналізу акустичних коливань використовувався розроблений
оригінальний комплекс програм.
66
Увесь діапазон частот акустичних коливань був розбитий на 8 октав,
кожна з яких була розбита на третьоктави. Як базова частота, традиційно
прийнята частота 1000 Гц. Крім цього, цей частотний діапазон був розбитий
на нетрадиційні інтервали. Даний підхід був обумовлений уточненням
особливостей акустичного сигналу в його середньому і високочастотному
діапазонах, так як традиційно, октавний і третьоктавний підхід визначає
розширення діапазону частот на більш високих октавах і третьоктавах. Саме
це в подальшому дало можливість уточнити параметри акустичного сигналу у
високочастотному діапазоні акустичних коливань.
Для кожного з описаних вище діапазонів і піддіапазонів, як октавних так
і інтервальних, розраховувався інтегральний параметр відносної потужності.
Вибір такого параметра максимально повно відображає енергетичні процеси
та відповідні втрати енергії у відповідному діапазоні частот теплових фононів,
які визначають процес руйнування матеріалу при його механічній обробці, як
керованого процесу руйнування. Пов'язані з цими процесами механічні
коливання проявляються у вигляді широкого спектра акустичних коливань,
аналіз яких дає можливість оцінити та проконтролювати процеси обробки як
контрольованого руйнування.
Крім цього інтегрального параметра, у кожному з діапазонів і октав
визначався локальний максимум сигналу і його конкретна частота. Аналіз цих
локальних максимумів по амплітуді, частоті і, особливо, зміні амплітуди і
зсуву частоти в той чи інший бік в процесі різання дає можливість більш повно
оцінити динамічні процеси обробки різанням як керованого руйнування.
Аналогічний підхід показав свою ефективність для аналізу акустичних
коливань та процесів в інших галузях науки.
Отримані в результаті експерименту дані та розкладання акустичних
сигналів на частоти та діапазони частот записувалися в базу даних.
Математична обробка та аналіз її дав можливість визначити характерні
особливості сигналів акустичної емісії при свердленні і фрезеруванні
композитних та інших матеріалів за різних умов, знайти певні закономірності
67
у виникненні цих сигналів та зробити висновок про можливість застосування
акустичної емісії для аналізу та управління процесами обробки композитних
та спеціальних матеріалів.
За допомогою пристрою акустичного моніторингу "Trembita"
проводиться аналіз звуків на різних октавах, причому за октаву вважався
інтервал, у якому співвідношення частот між звуками становить один до двох,
тобто частота високого звуку є вдвічі вищою [117-119]. Суб'єктивно на слух
октава сприймається як стійкий базовий акустичний інтервал. Послідовні
октави складають звуки, що подібні один до одного, хоча відрізняються по
висоті. За базову частоту приймалася частота рівна 1000 Гц.
У таблиці 3.1, до прикладу, представлені середні fm і граничні частоти
смуги (f1 та f2) (bandedge frequencies) в Гц перших 11 октав, причому при
розрахунках вважалось, що у найнижчу і найвищу октави входять частоти від
0.1 Гц до 30 кГц відповідно.
Таблиця 3.1
Граничні частоти смуги (f1 та f2) в Гц перших 11 октав
Октава 0 1 2 3 4 5
fm 5,61009 15,848 31,622 63,095 125,892 251,188
f1 0,1 11,22 22,38 44,66 89,12 177,82
f2 11,22 22,38 44,66 89,12 177,82 354,81
Октава 6 7 8 9 10 11
fm 501,187 1000 1995,26 3981,07 7943,282 15848,931
f1 354,81 707,94 1412,53 2818,38 5623,41 11220,18
f2 707,94 1412,53 2818,38 5623,41 11220,18 30000
де: fm – середні частоти смуги, f1 та f2 – граничні частоти смуги.
При проведенні розрахунків і аналізі в октавних і третьоктавних
діапазонах було прийнято, що граничні частоти смуги – це такі частоти
нижньої та верхньої границі смуги, що точна центральна частота являє собою
середнє геометричне значення нижньої та верхньої граничних частот f1 і f2.
відповідно.
Граничні частоти смуги пропускання обчислювались за формулами:
f1 = (G-1/(2b))(fm)
f2 = (G+1/(2b))(fm)
68
де: G — октавне співвідношення частот, обчислене за формулою
(G10=10*3/10=1.99526) у системі з десятковою основою;
fm - точна центральна частота смуги пропускання, обчислена за
формулою fm=(G*x/b)(fr).
За об’єктивну одиницю відносної висоти звука загальноприйнятою є
октава. Октава характеризує двократне відношення частот. Октаву поділяють
на півоктави, третьоктави (терції), півтони та центи. Наприклад, терція — це
21/3 = 1.26; півтон — 21/12 = 1.06; цент — 21/1200 = 1.0006.
Потужність сигналу визначається як інтеграл квадрату амплітуди за
часом або частотою, тобто як сума піднесених квадрат амплітуд, записаних у
різні точки часу. Інтеграл при цьому означає, що сигнал не просто
розбивається на дві-три частини і беруться усереднені амплітуди кожної
частини. За допомогою пристрою акустичного моніторингу "Trembita" та
комп'ютерної обробки даних, сигнал нами було розбито на безліч маленьких
частин, і дуже точно взято значення амплітуди в кожній частині. Нами взято
s(t) періодичний сигнал з періодом повторення To. Даний вид сигналу
залежить від класу сигналів потужності і для нього середня потужність
дорівнює:
1 ����+����
���� = ∫ ⌊��(��)⌋2����
���� ����
де s(t) – періодичний сигнал з періодом повторення To, to – довільний
момент часу.
Отже, використовуючи пристрій акустичного моніторингу "Trembita"
були проаналізовані звукові феномени по середній потужності акустичного
сигналу, частоті і амплітуді акустичного сигналу.
Була створена комп'ютеризована база даних акустичних сигналів
моніторингу процесів різання, яка включала більше 1200 записів, кожен з яких
був оцифрований і оброблений згідно з вищезазначеними методиками обробки
акустичних сигналів.
Статистичну обробку отриманих даних проводили за допомогою
статистичного пакету IBM SPSS Statistics Base (версія 22) та програмного
69
забезпечення EZR версія 1.32 (графічний інтерфейс середовища R (версія
2.13.0) та програми MedStat.
В роботі при значенні р<0,05 відмінності вважалися достовірними, а
результати статистично значущими. Проаналізовані кількісні дані
представлені середнім арифметичним ± стандартне відхилення. Нормальність
розподілу даних перевірялась хі-квадратом. В роботі дані відповідають
нормальному розподілу, бо за тестом р>0,05. Порівняння середних двох
незалежних вибірок проводилося згідно з критерієм Ст'юдента для
непов'язаних вибірок. Множинні порівняння проводилися методом Шеффе.
Для перевірки лінійного кореляційного зв'язку для двох вибірок був
використаний коефіцієнт кореляції Пірсона ( нормальний розподіл данних).
Для прогнозування виявлення акустичних ефектів різання за допомогою
пристрою акустичного моніторингу "Trembita" були використані показники,
такі як чутливість (sensitivity) моделі, специфічність (specificity) моделі,
прогностичність позитивного результату (positive predictive value),
прогностичність негативного результату (negative predictive value) [120].
Чутливість моделі – доля вимірів, у яких фактично був виявлений
акустичний ефект за допомогою пристрою акустичного моніторингу
"Trembita" і модель для них дала правильний прогноз:
����
���������������������� = × 100%
���� + ����
де TP (true positive) – кількість правильно класифікованих випадків.
Специфічність моделі – доля вимірів, у яких акустичний ефект не був
виявлений і модель для них теж дала правильний прогноз:
����
���������������������� = × 100%
���� + ����
де TN (true negative) – кількість правильно класифікованих не випадків,
FP (false positive) – кількість неправильно класифікованих не випадків.
Прогностичність позитивного результату (PPV) – доля випадків, які
були діагностовані, для яких було дано позитивний прогноз і у них фактично
був випадок.
70
���������������������� × ��������������������
������ = × 100%
���������������������� × �������������������� + (1 − ����������������������) × (1 − ��������������������)
де sensitivity – чутливість, рrevalence- розповсюдженість випадку.
Прогностичність негативного результату (NPV) – доля випадків, для
яких було дано негативний прогноз і у них фактично був не випадок.
���������������������� × (1 − ��������������������)
������ = × 100%
(1 − ����������������������) × �������������������� + ���������������������� × (1 − ��������������������)
де sensitivity – чутливість, specificity – специфічність, рrevalence –
розповсюдженість випадку.
Ці чотири показники дають оцінку прогностичним якостям моделі.
Для оцінки якості логістичної моделі регресії нами був використаний
метод побудови та аналізу кривої операційних характеристик моделі (Receiver
Operating Characteristic – ROC curve analysis). ROC-аналіз представляє собою
методику графічного оцінювання ефективності моделей за допомогою двох
показників – чутливості (Se) і специфічності (Sp). Метою ROC-аналізу є підбір
такого значення точки відсікання, яке дозволить моделі розпізнавати
позитивні чи негативні результати з найбільшою точністю і мінімізувати
кількість хибно позитивних чи хибно негативних помилок відповідно. Для
порівняння якості прогнозування по октавам за виділеними значимими
факторами (середня потужность акустичного сигналу, частота, амплітуда
акустичного сигналу) було використано метод побудови та аналізу кривих
операційних характеристик (ROC-кривих). Для оцінки прогностичних
характеристик логістичних моделей регресії розраховувались площа під
кривою операційних характеристик (AUC). В даній роботі для оцінки якості
логістичної моделі регресії був використаний метод побудови та аналізу
кривої операційних характеристик моделі (Receiver Operating Characteristic –
ROC curve analysis). Якість побудованої моделі була оцінена за площею під
ROC-кривою. Модель буде адекватною експериментальним даним якщо AUC
статистично значимо (p<0.05) перевищує 0.5. Якщо ж AUC не відрізняється
від 0.5, то модель не адекватна експериментальним даним. Якість моделі
умовно може бути оцінена як: відмінна (при AUC≥0.9), дуже добра (при
71
0.8≤AUC≤0.9), добра (при 0.7≤AUC≤0.8), задовільна (при 0.6≤AUC≤0.7),
погана (при 0.5≤AUC≤0.6)
Таким чином, зазначена структура роботи, методи дослідження, які
використовувалися, відповідають завданню роботи та її меті.

3.6. Розробка окремих питань охорони праці і навколишнього
середовища при проведенні досліджень

Частина наукових досліджень по доведенню можливості і
перспективності застосування акустичних методів контролю для управління
процесом обробки матеріалу різанням, а саме фрезеруваням, свердлінням і,
особливо, бурінням, як керованого і контрольованого руйнуваня проводилась
на українській антарктичній станції «Академік Вернадський», яка
розташована на острові Галіндез Аргентинського архіпелагу, поблизу
Антарктичного півострова, з координатами 65°14′44″ п. ш. 64°15′28″ з. д. На
рис. 3.13. показаний зовнішній вигляд, герб і мапа розташування станції.

а) б)

Рис. 3.13. Фотографія української антарктичної станції «Академік
Вернадський» (а) і герб та мапа розташування станції (б).

Розташування місця проведення досліджень в Антарктиді накладає
додаткові вимоги як на конструкцію розробленого і використовуваного
контрольно-вимірювального обладнання, так і обумовлює особливості
методики проведення досліджень, як безпосередньо проведення вимірів, так і
72
забезпечення особливих вимог охорони праці при проведенні досліджень, а
також виконаня міжнародних вимог по охороні навколишнього середовища в
Антарктиді.
Додатковими небезпечними факторами в умовах Антарктиди, не зовсім
традиційними для України, є низькі температури, велика кількість опадів,
штормові і ураганні вітри, обмежена видимість, ультрафіолетове
випромінювання, взаємодія з тваринним світом, що частково перетинається з
питаннями охорони навколишнього середовища. Кожний із цих небезпечних
факторів був проаналізований і врахований при розробці як контрольно-
вимірювального обладнання так і методики проведення досліджень. Якщо у
випадку проведення досліджень у приміщенні станції особливостей їх
проведення майже немає, то при проведенні вимірів на місцевості, тобто у
польових умовах, вплив особливих зовнішніх факторів був вирішальним.
Фактор низьких температур, які можуть досягати мінус 50 градусів за
Цельсієм, навіть, незважаючи на доволі північне розташування станції з
великим впливом океанів, обумовлює такі небезпечні фактори як
температурна крихкісь інструменту і матеріалів, причому не тільки
пластмасових і композитних, але і металевих частин, затвердіння кабелів і
мастил, необхідність використання спеціального одягу і дотримання
особливих вимог операторами-дослідниками при проведенні робіт при
низьких температурах.
На рис. 3.14.а. показане типове спорядження оператора-дослідника для
роботи в польових умовах. Використання спеціальних незапітніваючих
окулярів для захисту від високого ультрафіолетового випромінювання і
світлозахисних окулярів обов’язкове. Вони також захищають очі від сніжної
сліпоти, безпосередньої дії на око вітру і снігових крижинок, а ще й від дії
холодного повітря, яке призводить до переохолодження очей. На рис. 3.14.б.
показана фотографія обличча після довготривалого знаходження оператора в
польових умовах при низьких температурах. Ще однією вимогою при роботі в
умовах низьких температур є робота в спеціальних захисних рукавицях.
73
Нехтування цією вимогою миттєво призводить до примерзання пальців до
металевих предметів і інструментів з подальшим хірургічним втручанням і
втратою працездатності оператором. Це обумовлює застосування спеціальних
пластикових накладок на рукоятки інструментів та розробленого обладнання.

а) б)

Рис. 3.14. Фотографія оператора в захисних окулярах (а) і після
довготривалого знаходження в польових умовах при низьких температурах.

Нижче приведені конкретні рекомендації по правильному диханню при
низьких температурах.
1. Дихайте максимально повільно і плавно. Чим повільніше повітря йде через
дихальні шляхи на вдиху, тим краще воно нагрівається.
2. Намагайтеся, по можливості, якомога більше дихати носом, а не ротом.
3. Якщо дихати доводиться ротом, то потрібно дихати через якомога більш
вузьку щілину, ледь розімкнувши губи і піднімати язик до піднебіння.
4. Не вдихайте на всю глибину легенів, вдихи повинні бути неглибокі.
5. Не бігайте, не стрибайте, не переносьте тяжкі предмети і не робіть ніякі інші
ривкові зусилля. Все фізичне навантаження має бути монотонне і
розмірене.
6. Не дихайте проти вітру: це буде призводити до підвищення швидкості
вдиху. Якщо вітер дує в обличчя, то нахиліть голову і частіше дихайте
«вниз», це дещо полегшить ситуацію.
7. Замотайте обличчя шарфом по очі і дихайте через нього. Вистигати на вдиху
і нагріватися на видиху будуть вже не ніс і губи, а шарф.
74
8. Чисто психологічне обмеження: що б не трапилося – не панікуйте!
При проведенні робіт використовуються виключно силіконові кабелі,
які не ламаються при низьких температурах і синтетичні мастила, які не
гуснуть при назьких температурах.
На рис. 3.15.а. показаний сніговий ураган. Швидкість вітру може
досягати 150 км/год, а товщина снігового покриву може збільшитися за добу
на 2-3 метри. Це обумовлює рух операторів по стежках, позначених вешками
і вздовж яких натягнуті троси. На рис. 3.15.б. показана розкопана стежка. На
фото видно товщину снігового покрову у порівнянні з оператором і
пятиметровою вешкою. На задньому плані видно дах двоповерхового будинку
станції, яка повністю засипана снігом.

а) б) в) г)

Рис. 3.15. Фотографії снігового урагану (а), розкопана стежка (б), вид
розкопаної стежки зверху (в), переміщення по льоду з альпіністським
спорядженням (г).

На рис. 3.15.в. показаний вид зверху розкопаної стежки. Разом з
льодовими тріщинами, глибина яких може досягати 200 метрів, утворюється
льодовий лабіринт з льодовими пастками. Це обумовлює переміщення
полярників у спеціальному альпіністському спорядженні, як показано на
рис. 3.15.г., та не менше ніж парами, а при виході черговому по станції
доповідається маршрут руху, контрольний час повернення і зв’язку.
75
Великою проблемою цих лабіринтів є те, що в них людина може
зіткнутись з потрапившою в них і заблукавшою твариною. Незважаючи на
досить великі розміри, морські леопарди, толені Вендела, а також пінгвіни,
показані на рис. 3.16.а.,б. відповідно, не несуть безпосередньої загрози
людині, якщо їх не чіпати, але самки, захищаючи дитинча, можуть нанести
серйозні травми. Проблема при випадковому зіткненні з твариною у тому, що
будь-який контакт людини з тваринним світом в Антарктиді, згідно з
міжнародними законами, суворо заборонений. По міжнародним правилам
людина не має права навіть наближатись до тварин.

а) б) в)

Рис. 3.16. Фотографії морської левиці (а) і стаї пінгвінів (б) зроблені
фотокамерою з телеобьективом, завантаження на борт криголаму
«Ноосфера» контейнерів з відходами для їх передачі та утилізації в портах
Чилі чи ЮАР (в).

Увесь використаний під час досліджень розхідний матеріал, стружка,
інструмент, вийшовший з ладу, згідно з міжнародними правилами по
Антарктиді, повинен бути розсортирований в спеціальні герметичні
контейнери, зберігатися у спеціальних місцях до їх транспортування в порти
Південної Америки чи Африки. Найчастіше цю роботу виконує криголам
«Ноосфера», який доставляє полярників на зимівлю. На рис. 3.16.в. приведена
фотографія завантаження на борт криголама «Ноосфера» контейнерів з
відходами для їх передачі та утилізації в портах Чилі чи ЮАР.

76
Висновки за розділом 3

Для експериментальної перевірки отриманих результатів були
розроблені спеціальні установки, які включали обробні свердлильні, фрезерні
і бурильні електричні машини з засобами контролю і можливістю отримки
інформації від тепловізійної інфрачервоної камери.
Розроблений апаратно-вимірювальний комп’ютеризований комплекс
акустичного моніторингу і відповідні оригінальні приймачі акустичнх
сигналів, які захищені патентами.
Розроблена оригінальна методика проведення досліджень і обробки
отриманих результатів.
77
4. ЕКСПЕРИМЕНТАЛЬНЕ ДОВЕДЕННЯ МОЖЛИВОСТІ
ОПЕРАТИВНОГО АКУСТИЧНОГО КОНТРОЛЮ МЕХАНІЧНОЇ
ОБРОБКИ МАТЕРІАЛІВ РІЗАННЯМ ПРИ СВЕРДЛЕННІ,
ФРЕЗЕРУВАННІ ТА БУРІННІ

4.1. Експериментальне підтвердження запропонованої динамічної моделі
обробки матеріалу різанням як контрольованого руйнування
Проведено порівняння отриманих результатів експерименту та
моделювання щодо прогнозування характеру розподілу температури вздовж
лінії різання, залежного від часу накопичення тепла за розглянутих умов
процесу, а також характеру залежності зміни температури від параметрів
процесу, таких як швидкість різання та подачі.
В першому розділі, присвяченому теоретичному підходу та
математичному моделюванню, була запропонована гіпотеза про те, що
механічна обробка матеріалів як процес контрольованого руйнування
матеріалу характеризується немиттєвим перерозподілом тепла по
обробленому зразку, який піддається пошкодженню. Потім було
запропоновано усунути нехтування членами вищого порядку в рівнянні
теплопередачі за допомогою відповідного моделювання затримки часу
перерозподілу енергії, що залежить від пошкоджень, у рівнянні теплопередачі
у формі (6).
Розроблена модель у формі (18, 19) включає в себе можливості
моделювання температурного просторового поля, залежно від часу для
матеріалів CFRP, ортотопно армованих під довільним кутом орієнтації
волокон. Щоб довести стійкість запропонованого підходу та розробленої
аналітичної моделі, спочатку необхідно було перевірити, чи правильно він
прогнозує просторовий розподіл температури в різних положеннях
інструменту під час його руху вздовж оброблюваної поверхні. Типові
розподіли температури вздовж лінії різу показані за результатами проведеного
моделювання і експериментальні для двох різних положень інструменту при
vc = 720 м/с показані на рис. 4.1.

78

Рис. 4.1. Експериментальні та змодельовані температурні поля вздовж
оброблюваної траєкторії в заготовці для різних положень інструменту.
Інструмент повністю вводиться в оброблюваний матеріал на відстані,
яка принаймні дорівнює його діаметру, що становить приблизно 5% довжини
оброблюваної лінії різання пластини. Ліві криві моделювання та тестування на
рис. 4.1. наведено для положення інструменту xc, що дорівнює 13% загальної
довжини різання, тобто, ймовірно, після закінчення значного впливу
граничних ефектів на дані випробувань.
Порівняння показує досить хороший збіг експериментального та
модельного просторових розподілів температури. Варто відзначити, що
поступове проникнення інструменту в матеріал також було змодельоване і
пояснює різке підвищення температури при малих значеннях x для всіх
значень xc.
Наступним кроком було довести здатність запропонованої моделі
відображати дуже залежну від часу зміну температурного поля та накопичення
тепла під час різання. Був використаний інфрачервоний тепловізор Blackview
BV9800 Pro Flir Lepton з роздільною здатністю 80 х 60 пікселів. Тепловізор
запускається через окрему програму MyFLIR, яка нагадує програму камери,
але зі своїми окремими вузькоспеціалізованими налаштуваннями. Тепловізор
працює тільки у зв'язці з 5-мегапіксельним сенсором, вони спільно формують
зображення. Камера малює деталі зображення, а тепловізор накладає на неї
температурну картку. Можна включати показ шкали максимальної та
79
мінімальної температури у реальному часі, встановлювати температурні мітки
та перемикати тепловізор у режимі вимірювання розширеного діапазону
температур, аж до 400℃.
На рис. 4.2. представлені експериментально отримані теплові поля для
двох різних положень фрезерного інструменту, а саме: ближче до початку
рис. 4.2.a. і ближче до кінця на рис. 4.2.b. оброблюваної лінії. Як видно із
зображень, температура в точці вимірювання MP підвищується від 140,2°C до
173,0°C із збільшенням часу обробки за тих самих інших умов. Слід
враховувати, що на цьому та попередніх цифрах з тепловізійних камер вказана
загальна температура, напр. 173,0°C, але в аналізі температури на інших
графіках у цій роботі враховується лише зміна температури відносно
температури навколишнього середовища.
На рис. 4.2. також показане відповідне нагрівання ріжучих кромок
інструменту, які не встигають охолонути під час оберту. Залежно від
параметрів обробки для кожного зразка, знятого інфрачервоною камерою,
було реалізовано від майже двох до більше ніж 9 обертів фрезерного
інструменту. Тому на рис. 4.2. а і б видно замкнуті кільця різної інтенсивності
температури.

а) б)

Рис. 4.2. Зображення тепловізійної камери нагрітої зони заготовки та
інструменту в різні моменти часу під час різання: менше (а) і більше (б)
накопиченого тепла.

80
4.2. Експериментальне дослідження обробки матеріалу фрезеруванням
Рис. 4.3.а і 4.3.б ілюструють відповідне експериментально виявлене
підвищення максимальної температури обробки для швидкостей різання vc
=360 м/мін і vc =720 м/мін. Початкове підвищення температури відразу після
початку взаємодії заготовки з інструментом аналогічне. Але поступове
накопичення тепла, яке можна описати логарифмічною регресійною
залежністю, призводить до підвищених температур не тільки при порівнянні
різних швидкостей різання, але й у послідовні моменти часу під час обробки.

а) б)

Рис. 4.3. Експериментально виміряні максимальні підвищення температури
при різних швидкостях різання при фрезеруванні

Отримані експериментальні значення максимально досягнутих
температур в кінці різу наведені на рис. 4.4. Феноменологічна залежність від
швидкості різання vc для максимального підвищення температури після
оброблення різу довжиною Δx=lm може бути задана формулою ΔT(MSS
,Φmax)=145,9-1,1∙107∙v (-2,2)
c [K]. Розглядаючи інші значення траєкторій
розсічення, можна побачити, що феноменологічні коефіцієнти регресії
підлягають складній залежності від Δx. Тому більш вигідним було виявлення
основних процесів фізичного пошкодження, фононного теплообміну та
математичне формулювання відповідної узагальненої залежності у вигляді
запропонованої динамічної моделі.
81
Проведене моделювання виявилося здатним моделювати залежну від
часу еволюцію температурного поля зі збільшенням температури з часом
обробки подібно до результатів експериментальних досліджень, як це видно з
рис. 4.4.б., де порівнюються теоретичні та експериментальні криві
максимально досягнутої температури для трьох досліджених швидкостей
різання та подачі. Кожна швидкість різання імовірно характеризується іншою
інтенсивністю процесів пошкодження, що знаходить своє відображення у
різних значеннях пошкоджень, що впливають на параметр затримки часу dm,
представлених швидкістю різання vc. Значення відповідних параметрів
затримки dm були визначені, як описано в розділі 2.3, і їх залежність від
швидкості різання може бути пояснена явищем час-температурної
суперпозиції, до якого особливо чутливі матриці, залежні від швидкості
деформації.

а) б)

Рис. 4.4. Експериментальні дані щодо підвищення температури при
фрезеруванні вуглепластику в кінці різу lm (а) і експериментальне та
чисельно змодельоване максимальне підвищення температури заготовки (б).

Останнім кроком проведеного аналізу була перевірка характеру
змодельованого максимального розвитку температури під час різання та
забезпечення порівняння досліджуваних швидкостей різання та подачі. У
зв'язку з цим, як видно на рис.4.4.б., що загальна крутизна або нахил кривої
вище для нижчих швидкостей. Це можна пояснити експериментально тим
фактом, що завдяки вищим швидкостям руху накопичення тепла є менш
82
перебільшеним у порівнянні з вищими швидкостями. І те саме міркування
знаходить своє відображення в моделюванні за допомогою запропонованої
моделі, де описаний ефект призводить до подібного накладення
змодельованих кривих для різних швидкостей.
Рис. 4.5. ілюструє цей ефект, де перший графік показує, що як для
експериментальних даних, так і для результатів моделювання змодельоване
підвищення температури є меншим для вищих швидкостей. Нижня гістограма
показує, що вже після шляху 244 мм, тобто 81% реалізованого різу,
підвищення температури відповідно до тестів і моделювання є вищим у
випадку вищих швидкостей подачі та різання.

Рис. 4.5. Результати моделювання та експериментальних випробувань для
вибраних положень інструменту на траєкторії різання

Деякі інші аспекти моделювання включають наступні функції,
розглянуті нижче. Розроблена модель дозволяє врахувати не тільки часові
особливості перерозподілу тепла, а й довільний час початку і закінчення дії
83
інструменту, тобто забезпечує можливість моделювання часової
періодичності джерела тепла. Велика хвилинна кількість обертів інструменту
за типових умов обробки викликає високочастотні коливання температури. Це
вимагає передових експериментальних методів для їх реєстрації.
Моделювання показує, що моделювання особливостей результуючих
флуктуацій температурного поля, пов’язаних з часовою періодичністю
джерела тепла, є доцільним у разі використання запропонованого методу
аналізу температури за допомогою викликаних механічною обробкою
коливань на акустичних та ультразвукових частотах, що дозволяє отримати
експериментальні дані при високій частоті дискретизації.

4.3. Експериментальне дослідження особливостей акустичної емісії
при обробці матеріалу фрезеруванням

На рис. 4.6. наведено приклад зареєстрованих залежних від часу
коливань амплітуди сумарного сигналу акустичної емісії із зони різання, а
тому він відповідає відповідним змінам відповідної випромінюваної енергії.

Рис. 4.6. Пульсуючий характер звукового сигналу при моніторингу процесу
обробки, пов’язаний з розподілом тепла: A – цикл n; A-1 – непарний півцикл
2n-1; A-2 – парний напівцикл 2n; B – цикл n+1; B-1 – непарний півцикл 2n+1;
B-2– парний напівцикл 2n+2; C-1, C-2 – обробка 1 і 2 ріжучих кромок (����=2);
D-1 і D-2 – район 1 і 2 ріжучих кромок.
84
Як видно з осцилограми, акустична емісія має пульсуючий характер.
Причина цього полягає в тому, що процес різання фактично здійснюється
двома зубами фрези на кожен оберт. Частота коливань сигналу, як видно із
зареєстрованих експериментальних даних, рівно в два рази перевищує
хвилинне число обертів фрезера. Не тільки механічна взаємодія призводить до
пружних коливань і нагрівання, але і навпаки, нагрівання локальних зон
матеріалу призводить до теплового розширення матриці і теплового стиснення
вуглецевих волокон, в результаті чого утворюється складна хвиля збудження
пружного тіла. Потім отриманий сигнал реєструється за допомогою
використовуваних пристроїв акустичного моніторингу та запису.
Таким чином, розподіл реальних теплових хвиль у зразку
характеризується таким же періодичним пульсуючим характером. Цей
експериментально виявлений ефект підтверджує перспективність
застосування методів акустичного контролю процесу механічної обробки
матеріалів як керованого руйнування.
Додатковий аналіз показав відмінності параметрів парних і непарних
пульсацій, що пояснюється затупленням одного з двох зубів фрези. Це
додатково підтверджує перспективність контролю процесу різання при
кожному оберті фрези і навіть частинах оберту, а також моніторинг стану
кожного ріжучого краю зуба в реальному часі на місці. Теоретично цей ефект
також можна виявити за допомогою реєстрації теплових процесів, але це
вимагає використання високошвидкісних тепловізійних камер, а також
доступу до самої зони різання. Використання акустичних методів, як показало
це дослідження, дає схожі результати, але в той же час вони можуть бути
застосовані в реальних виробничих умовах і не вимагають спеціальних
термоуловлюючих пристроїв або вільного доступу до зони різання. Ефекти,
які можна пояснити за допомогою моделювання часової періодичності
джерела тепла для випадку використання звичайних теплових реєструючих
інфрачервоних камер і термопар, є частиною відповідного дослідження.
85
Значення теплового потоку qHS зазвичай змінюється на шляху різання lm.
Але попереднє моделювання показало, що тепло залежить від часу
накопичення під час різання і цей процес можна моделювати шляхом
моделювання перешкод у теплопередачі через ініційовані механічні
пошкодження.
Іншим очікуваним джерелом зміни теплового потоку вздовж траєкторії
різання є зміна виробленого теплового потоку через зміни процесу утворення
пошкоджень, коли інструмент взаємодіє із зонами матеріалу, які вже
попередньо нагріті внаслідок попереднього різання. Цей ефект загалом
впливає на значення параметра затримки часу dm, що вплинуло на
пошкодження, оскільки на опорні властивості матриці вже впливає тепло, що
призводить до зміни режимів руйнування композитного матеріалу від зсуву
волокна до натягу волокна. Оскільки більші швидкості руху джерела тепла
порівняно з типовим часом розподілу тепла призводять до взаємодії з спочатку
холоднішими областями, тому високі швидкості подачі зменшують
важливість цього явища накопичення під час різання.
Крім того, врахування термічних пошкоджень також можливе по всьому
зразку, оскільки не тільки зміна в контрольованому процесі руйнування
матеріалу і, отже, в тепловому потоці під час взаємодії з більш гарячими
локальними областями, але також температурні пошкодження, формують
перешкоди в розподілі цього тепла і визначають результуючий процес
перерозподілу енергії та тепла. Це можуть бути пошкодження через перегрів
до температур, вищих за температуру склування матриці, або просто
додаткове розсіювання розподілених фононів як носіїв теплопередачі на
інших фононах як квазічастинках, які вже присутні в цих локальних зонах.
Останнє явище проявляється в т.ч. у зменшенні коефіцієнта теплопровідності
матеріалу, що в результаті зменшує розраховану зміну температури.

86
4.4. Експериментальне дослідження особливостей акустичної емісії
при обробці матеріала свердлінням та бурінням

На рис. 4.7. наведено фотографії проведення досліджень особливостей
акустичної емісії при обробці матеріала свердлінням та бурінням.

а) б)

Рис. 4.7. Проведення досліджень особливостей акустичної емісії при обробці
матеріала свердлінням (а) та бурінням (б).

Експериментальні вимірювання проводились в діапазоні від 100 до 2800
обертів на хвилину. Для дослідження був обраний матеріал твінтекс
виробництва Німеччини, який являє собою скловугільний композит з
поліпропіленовою матрицею. Затупленість ріжучої кромки свердла
проводилась технологічним свердлінням отворів у тому ж самому матеріалі
товщиною 8 мм у кількості 300 отворів з кроком 50 отворів. Акустичний
сигнал записувався на мобільний записуючий пристрій і передавався по
безпровідному каналу на спеціалізований комп’ютерний комплекс з
розробленим оригінальним програмним забезпеченням, де створювалась база
даних акустичних сигналів при свердлінні різноманітних матеріалів при
широких технологічних відмінностях процесів свердління. Отримана база
акустичних сигналів аналізувалася оригінальними комп’ютерними
87
програмами по спеціально розробленим оригінальним алгоритмам обробки і
аналізу звукових сигналів.
Особливістю алгоритмів аналізу акустичних сигналів, крім традиційних
частотного та вейвлет-аналізів, було те, що частотний діапазон досліджуваних
сигналів був розбитий більш ніж на 20 октав і третин октав, в кожному з
інтервалів, в яких аналізувався приведений енергетичний спектр, особливості
піків акустичних сигналів в кожному з діапазонів і розташування цих піків в
середині кожного діапазону.
Проведені дослідження довели суттєву відмінність спектру акустичного
випромінювання при свердлінні новим і затупленим свердлом та зміні
енергетичних показників випромінювання у 5-ій і 6-тій октаві з
лавиноподібною зміною акустичного випромінювання при збільшенні
ступеню затупленості. Це дає змогу прогнозувати аналогічні тенденції зміни
акустичного випромінювання в інших композитних матеріалах і, відповідно,
розширює кордони застосування запропонованого метода акустичного
контролю процесів свердління. Контроль якості свердління, а саме: якість
кромок та шорсткість стінок отвору, в проведених дослідженнях не
проводився, бо ставилась задача оцінки можливості контролю ріжучого
інструменту акустичним методом, що і було здійснено.
Проведений експеримент та отримані результати вказують на
перспективність запропонованого способу і дозволяють розробити концепцію
оперативного інтелектуального інструмента, який відрізняється від
експериментального зразка тим, що акустичний сигнал під час роботи з
інструментом передається через безпровідні мережі в цеховий
обчислювальний центр, який після обробки даних передає в зворотному
напрямку інформацію про стан інструменту у вигляді трикольорової світлової
індикації і звукового мовленнєвого попередження про необхідність заміни
ріжучого інструменту і блокування його подальшої роботи.
Така постановка експерименту дозволила оптимізувати виявлення та
вибір вхідних та вихідних параметрів на основі збору та аналізу попередньої
88
(апріорної) інформації. Вхідні параметри (фактори) можуть бути
детермінованими, тобто реєстрованими і керованими (залежними від
спостерігача), і випадковими, тобто реєстрованими, але не керованими. Поряд
з ними на стан досліджуваного об'єкта можуть впливати нереєстровані і
некеровані параметри, які вносять систематичну або випадкову похибку у
результати вимірювань. Це – помилки вимірювального обладнання, зміна
властивостей досліджуваного об'єкта в період експерименту, наприклад, через
температурні коливання, зміну вологості, вплив персоналу і т. д. На цьому
етапі досліджень згідно з поставленою метою була поставлена найпростіша
задача – доведення можливості застосування запропонованого методу
досліджень, тобто відрізняються відгуки системи чи ні, та оцінювалась
можливість сейсмоакустичного позиціонування.
На рис. 4.8. приведені типові фрейми осцилограм процесу контролю, а
саме: утворення тріщини (б) на бездефектному (а) виробі. Навіть без
подальшої математичної обробки у порівнянні між собою, видно, що
амплітудні значення осцилограм при розвитку дефекту мають суттєві викиди,
що і було застосовано для позиціонування напрямку і положення джерела цих
коливань згідно з вище запропонованими методиками позиціонування.
Статистична обробка результатів експерименту дозволила довести, що
точність локалізації місця руйнування акустичними методами досягає 1% від
дальності джерела коливань до акустичного датчика.
Для більш детального аналізу були проведені роботи по спектральному
аналізу отриманої інформації. На першому етапі були побудовані типові
спектрограми, які відповідають типовим осцилограмам процесу акустичного
контролю стану, які досліджувались у даній роботі і які показують залежність
спектральної щільності сигналу від частоти та показані на рис. 4.8.

89

в

а) б)

Рис. 4.8. Процес утворення тріщини (б) на бездефектному (а) виробі та,
відповідно, осцилограми процесу контролю, а саме: в стані спокою (а) і в
процесі тріщиноутворення (б), спектрограми в лінійному і логарифмічному
масштабах та вейвлет-діаграми процесу акустичного контролю.
Спектрограми на рис. 4.8. (третій рядок) побудовані в лінійному і
логарифмічному масштабах шкали (ліворуч і праворуч відповідно), що
полегшує аналіз сигналів. Лінійне представлення частоти приведене для
аналізу гармонічних відношень, логарифмічна шкала частот відокремлює
тональні відношення. Аналіз спектрограм дозволив виділити характерні
частоти сигналів, які відрізняють акустичні сигнали зон, що надає можливість
аналізувати стан цих зон. Найбільш характерні відмінності були відокремлені
у діапазонах частот близько 700-1400, 15500-20000 Гц.
Повний аналіз здійснювався вейвлет-функцією Морлет (вейвлет-
функцією Габора). Вейвлет-діаграми з колірним представленням коефіцієнтів
неперервного вейвлет-перетворення сигналів для різних досліджених
акустичних сигналів являють собою коефіцієнти подібності аналізованих
сигналів вейвлет-функцій різного масштабу Sw з еквівалентною частотою fw
протягом часу взаємодії t, як це представлено на рис. 4.8. (нижній рядок).
90
На лівому графіку коефіцієнтів чітко видно дві виражені горизонтальні
смуги, що відповідають масштабованим вейвлетам з показниками
масштабування у діапазонах від 53 до 64 та більш високочастотних від 19 до
28. Окремі сплески на високих частотах, відповідних нижчим показникам
масштабування, носять регулярний у часі характер і можуть пояснюватися
локальними особливостями матеріалу. У порівнянні із іншим акустичним
сигналом, проілюстрованим правим графіком коефіцієнтів вейвлет-
перетворення, чітко простежується поява шумів на проміжних частотах у
діапазоні масштабування від 29 до 52, що, фактично, призводить до злиття
описаних характерних горизонтальних частотних смуг. Особливо помітно
відмінності проявляються також у появі вертикального візерунку, що говорить
про зміну стану за часом, а значить, підвищену небезпеку, причому такого
виду акустичні сплески можуть тривати до десятих долей секунди.
Отже, між зареєстрованими в кожному експерименті акустичними
сигналами спостерігається яскраво виражені характерні відмінності, а кожний
із них характеризується відмінними особливостями високо- і
низькочастотного відклику пристрою як аналізатора, що підтвердило на
даному етапі досліджень доцільність застосування обраної методики.

Висновки за розділом 4

Результати випробувань підтвердили характер розподілу температури
вздовж лінії різання, залежний від часу накопичення тепла за розглянутих
умов процесу, а також характер залежності зміни температури від параметрів
процесу, таких як швидкість різання та подачі.
Чисельно отримана та експериментально підтверджена логарифмічна
залежність максимальної досягнутої температури від швидкості різання
демонструє підвищення температури, що дорівнює приблизно 20 К довжині
різу 300 мм при подвійному збільшенні швидкості різання від 360 м/хв до 720
м/хв, а також збільшенні швидкості подачі з 7,5 мм/с до 15 мм/с при подачі на
оборот 0,05 мм і підтверджує адекватність запропонованої чисельної моделі.
91
Проведене дослідження відкриває можливості узагальненого розгляду
складного процесу обробки багатофазних мезо- та мікроскопічно
неоднорідних матеріалів у зв’язку з перерозподілом енергії обробки в
оброблюваному матеріалі для створення передбачуваного руйнування
бажаним чином або неоптимальної зони пошкодження та тепла. Утворення
зони ураження, пов'язане з надмірним пошкодженням і нагріванням. За
допомогою запропонованої моделі це дозволяє розрізнити шляхи регулювання
процесу обробки та оптимізації керування. Стратегія моніторингу
перерозподілу енергії при механічній обробці за допомогою аналізу пружних
коливань як індикаторів відповідних процесів була успішно валідована в
поточних дослідженнях і відкриває широкі можливості контролю та
регулювання процесу обробки в реальних виробничих умовах.
Свердла на основі твердих сплавів з різним кутом заточки, або різним
покриттям ріжучої кромки мають різний ресурс та потребують оперативного
технологічного контролю. Суттєво збільшити кількість отворів, зроблених
твердосплавним свердлом в композитному матеріалі за визначений час,
можливо при оперативному контролі стану ріжучої кромки свердла у процесі
свердління з наданням оператору інформації про стан інструменту і
необхідності його заміни «за станом». Пропонується метод оперативного
акустичного контролю свердління композитного матеріалу, який у порівнянні
з відомими являється більш оперативним і технологічним, та дає можливість
створення систем об’єктивного контролю, органічно об’єднаного з самим
процесом свердління безпосередньо під час технологічного процесу.

92
ЗАГАЛЬНІ ВИСНОВКИ

Доведена перспективність підходу до обробки матеріалів як до
цілеспрямованого і контрольованого процесу його руйнування.
Показано, що обраний підхід обробки матеріалу як цілеспрямованного
руйнування перспективний для аналізу процесів різання, а саме фрезерування,
свердління та буріння композитних і спеціальних матеріалів, особливо, на
основі теплових енергетичних моделей.
Проаналізовані недоліки існуючих теплових енергетичних моделей для
аналізу процесів обробки матеріалів різанням і окреслені напрямки
модифікації цих моделей на основі динамічного підходу.
Показаний зв'язок між процесами розповсюдження теплових фононів і
акустичних коливань в матеріалах, що відкриває перспективи застосування
акустичних методів для контролю процесів обробки матеріалів різанням.
Аналізом довдено перспективність використання методів пасивної
акустичної емісії для контролю процесів обробки матеріалів різанням як його
керованого і контрольованого руйнування.
Необхідна розробка оригінального контрольно-вимірювального
обладнання для оцінки процесів різання матеріалу як керованого і
контрольованого руйнування.
З метою реалізації керованого та контрольованого руйнування матеріалу
при механічній обробці різанням розроблено динамічну модель залежної від
часу еволюції температурного поля, яка враховує пошкодження матеріалу, яке
динамічно вноситься в матеріал під час механічної обробки різанням та
визначає особливості перерозподілу підведеної енергії на утворення нових
поверхонь і на нагрів матеріалу, а також визначає характерні особливості
теплообміну, визначаючи таким чином результуючу залежну від часу
еволюцію температурного поля.
Показано, що запропонований підхід дозволяє врахувати вплив
викликаного механічною обробкою динамічного руйнування матеріалу на
93
тепловий потік і еволюцію температури та може бути реалізований шляхом
відповідного врахування часових затримок розподілу тепла, що пов’язує між
собою механічні і термодинамічні аспекти обробки матеріалу заготовки.
На основі розгляду фізичних явищ, які лежать в основі руйнування
матеріалу при механічній обробці, показано, що розподіл температури в
матеріалі відбувається не як одна хвиля, а як сукупність хвиль скінченних
швидкостей, які визначаються поширенням пружних збуджень твердого тіла
на частотах, що належать до дискретного набору дозволених частот
відповідних фононів, що являються квазічастинками-відповідниками пружних
коливань і одночасно носіями, за допомогою яких реалізуються фізичні
процеси теплопередачі в матеріалі.
Запропоновано новий метод аналізу процесів розподілу тепла на основі
реєстрації пружних коливань матеріалу, які відповідають низькочастотній
частині фононного спектру, що відкриває нові перспективні можливості
моніторингу процесів механічної обробки та області пошкодження матеріалу
і процесів перерозподілу тепла за допомогою засобів контролю та аналізу
акустичної та ультразвукової емісії.
Результати чисельного моделювання з розробленою моделлю були
отримані для трьох різних швидкостей різання, що відповідали трьох рівням
швидкості подачі при реалізації незмінної величини подачі на оборот
інструменту в кожному випадку. Вказані результати дали можливість аналізу
полів розподілу температури вздовж лінії різання, а також максимальних
температур, що були досягнуті при різних положеннях фрезерувального
інструменту вздовж лінії різання. Доведено можливість моделювання
накопичення тепла та залежного від часу підвищення максимально досягнутої
температури під час механічної обробки волоконнозміцнених вуглепластиків
в умовах механічної обробки за типових виробничих процесів.
Проведений чисельний експеримент показав, що поступове підвищення
максимальної температури під час різання може бути пояснене спричиненим
пошкодженням матеріалу та іншими факторами немиттєвим розподілом тепла
94
від точки дії оброблювального інструменту і викликаного ним пошкодження
як джерела тепла до розрахункової точки в більш пізній час, що реалізується
за допомогою набору фізичних носіїв, якими являються фонони різних частот,
групових і фазових швидкостей, які спільно беруть участь у теплопередачі.
Для експериментальної перевірки отриманих результатів були
розроблені спеціальні установки, які включали обробні свердлильні, фрезерні
і бурильні електричні машини з засобами контролю і можливістю отримки
інформації від тепловізійної інфрачервоної камери.
Розроблений апаратно-вимірювальний комп’ютеризований комплекс
акустичного моніторингу і відповідні оригінальні приймачі акустичнх
сигналів, які захищені патентами.
Розроблена оригінальна методика проведення досліджень і обробки
отриманих результатів.
Результати випробувань підтвердили характер розподілу температури
вздовж лінії різання, залежний від часу накопичення тепла за розглянутих
умов процесу, а також характер залежності зміни температури від параметрів
процесу, таких як швидкість різання та подачі.
Чисельно отримана та експериментально підтверджена логарифмічна
залежність максимальної досягнутої температури від швидкості різання
демонструє підвищення температури, що дорівнює приблизно 20 К довжині
різу 300 мм при подвійному збільшенні швидкості різання від 360 м/хв до 720
м/хв, а також збільшенні швидкості подачі з 7,5 мм/с до 15 мм/с при подачі на
оборот 0,05 мм і підтверджує адекватність запропонованої чисельної моделі.
Проведене дослідження відкриває можливості узагальненого розгляду
складного процесу обробки багатофазних мезо- та мікроскопічно
неоднорідних матеріалів у зв’язку з перерозподілом енергії обробки в
оброблюваному матеріалі для створення передбачуваного руйнування
бажаним чином або неоптимальної зони пошкодження та тепла. Утворення
зони ураження, пов'язане з надмірним пошкодженням і нагріванням. За
допомогою запропонованої моделі це дозволяє розрізнити шляхи регулювання
95
процесу обробки та оптимізації керування. Стратегія моніторингу
перерозподілу енергії при механічній обробці за допомогою аналізу пружних
коливань як індикаторів відповідних процесів була успішно валідована в
поточних дослідженнях і відкриває широкі можливості контролю та
регулювання процесу обробки в реальних виробничих умовах.
Свердла на основі твердих сплавів з різним кутом заточки, або різним
покриттям ріжучої кромки мають різний ресурс та потребують оперативного
технологічного контролю. Суттєво збільшити кількість отворів, зроблених
твердосплавним свердлом в композитному матеріалі за визначений час,
можливо при оперативному контролі стану ріжучої кромки свердла у процесі
свердління з наданням оператору інформації про стан інструменту і
необхідності його заміни «за станом». Пропонується метод оперативного
акустичного контролю свердління композитного матеріалу, який у порівнянні
з відомими являється більш оперативним і технологічним, та дає можливість
створення систем об’єктивного контролю, органічно об’єднаного з самим
процесом свердління безпосередньо під час технологічного процесу.
Експериментально доведена можливість контролю акустичними
методами процесів різання на кожному оберті інструменту, стану ріжучої
кромки фрези/свердла/бура, температури фрези/свердла/бура, температури
зони різу матеріалу, структури і якості матеріалу, якості різу.
Практичні рекомендації виробничникам за останній рік опубліковані у
двох опублікованих працях.

96
СПИСОК ВИКОРИСТАНИХ ДЖЕРЕЛ
1. Опір матеріалів: Підручник / Г. С. Писаренко, О. Л. Квітка, Е. С.
Уманський; За ред. Г. С. Писаренка. — 2-ге вид., допов. і переробл. — К.:
Вища шк., 2004. - 655 с.: іл.
2. Писаренко Г.С., Яковлєв А.П., Матвєєв В.В. Довідник з опору матеріалів.
– К.: Наук. Думка, 1988. -736 с.
3. Шваб’юк В.І. Опір матеріалів: Підручник. – К.: Знання, 2016. - 400 с
4. Божидарник В.В., Сулим Г.Т. Елементи теорії пластичності та міцності:
Навч. посібник – Львів: Світ. 1999. – 945 с.
5. Горик О.В. Основи розрахунку інженерних конструкцій: Навч. посібник
– Полтава: ПДТУ. 2000. –286 с.
6. Дяченко С.С. Фізичні основи міцності та пластичності металів: Навч.
посіпосібник – Харків: Видавництво ХНАДУ, 2003. – 226 с.
7. Корнілов О.А. Опір матеріалів. – Київ: Лотос. 2000. – 551 с.
8. Опір матеріалів з основами теорії пружності й пластичності / за заг. ред.
В.Т. Піскунова. У 2-хчастинах, 5-ти книгах. – К.: Вища школа. 1994, 1995.
9. Опір матеріалів. Розрахункові роботи. Ковтун В.В., Павлов В.С.,
Дорофєєв О.А. //Навчальний посібник. – Львів: «Афіша». 2002. – 280 с.
10. Посацький С.Л. Опір матеріалів. Підручник. Львів: Вид-во Львівського
університету. 1973. – 404 с.
11. Деревенько І.А., Сивак Р.І. Короткий курс опору матеріалів. – Вінниця:
ВНАУ, 2020. – 308 с.
12. Нахайчук В.Г., Матвійчук В.А., Чернілевський Д.В. Технічна механіка.
Книга 2. Опір матеріалів. – Київ: НМК, 1992. – 272с.
13. Потапов А.І. Контроль якості та прогнозування надійності конструкцій та
композиційних матеріалів. – Л.: Машинобудування, 1980. – 282 с.
14. Олефір А., Канашевич Г. Метод оперативного акустичного контролю
свердління композитних матеріалів. Нові та нетрадиційні технології в
ресурсо- та енергозбереженні: Тези доп. Міжнар. науково-техн. конф. –,
(24-25 листопада 2022 р., м.Одеса). – Одеса, 2022. С. 99–101 с.
15. Hintze W. CFK-Bearbeitung Trenntechnologien für Faserverbundkunststoffe
und den hybriden Leichtbau / Wolfgang Hintze. – Berlin: Springer Vieweg
Berlin, Heidelberg, 2021. – 412 с.
16. Mehnen J., Hintze W., Köttner L., von Wenserski R. (2019). Temperature field
due to a moving heat source in machining orthotropic composites with arbitrary
fiber orientation. Procedia CIRP, 85, 2-7.
https://doi.org/10.1016/j.procir.2019.09.019.
17. Hintze W., Klingelhöller C. (2017). Analysis and modeling of heat flux into the
tool in abrasive circular cutting of unidirectional CFRP. Procedia CIRP, 66,
210-214. https://doi.org/10.1016/j.procir.2017.03.305.
97
18. Liu J., Chen G., Ji C., Qin X., Li H., Ren C. (2014). An investigation of
workpiece temperature variation of helical milling for carbon fiber reinforced
plastics (CFRP). Int. J. Mach. Tools Manuf., 86, 89-103,
https://doi.org/10.1016/j.ijmachtools.2014.06.008.
19. Zhang L., Wang S., Qiao W., Li Z., Wang N., Zhang J., Wang T. (2020). High-
speed milling of CFRP composites: a progressive damage model of cutting
force. Int. J. Adv. Manuf. Technol., 106(3-4), 1005-1015,
https://doi.org/10.1007/s00170-019-04662-6.
20. Sheikh-Ahmad J.Y., Almaskari F., Hafeez F. (2019). Thermal aspects in
machining CFRPs: effect of cutter type and cutting parameters. Int. J. Adv.
Manuf. Technol., 100(9-12), 2569-2582, https://doi.org/10.1007/s00170-018-
2881-1.
21. Wang H., Sun J., Li J., Lu L., Li N. (2016). Evaluation of cutting force and
cutting temperature in milling carbon fiber-reinforced polymer composites. Int.
J. Adv. Manuf. Technol., 82(9-12), 1517-1525,
https://doi.org/10.1007/s00170-015-7479-2.
22. Wang H., Sun J., Zhang D., Guo K., Li J. (2016). The effect of cutting
temperature in milling of carbon fiber reinforced polymer composites.
Composites. Part A, Appl. Sci. Manuf., 91, 380-387,
https://doi.org/10.1016/j.compositesa.2016.10.025.
23. Qian M., Xiao J., Wang G., Huang P., Chen Z., Han G. (2020). Evaluation of
heat generation using a microscopic cutting model with thermo-mechanical
coupling for carbon fiber reinforced polymer composites. J. Reinf. Plast.
Compos., 39(21-22), 793-804. https://doi.org/10.1177/0731684420931589.
24. Liu W., He Z., Yu F., Qing G. (2019). A progressive damage model introducing
temperature field for bolted composite joint with preload. Model. Simul. Mater.
Sci. Eng., 27(6), 065011, https://doi.org/10.1088/1361-651x/ab230f.
25. Chen C., Wang A., Zheng Z., Zhao Q., Shi Z., Bao Y. (2023). A study on
drilling of CFRP/Ti stacks: Temperature field and thermal damage of the
interface region. Materials, 16(7), https://doi.org/ 10.3390/ma16072586.
26. El-Hofy M.H., Soo S.L., Aspinwall D.K., Sim W.M., Pearson D., M’Saoubi R.,
Harden P. (2017). Tool temperature in slotting of CFRP composites. Procedia
Manuf., 10, 371-381, https://doi.org/10.1016/j.promfg. 2017.07.007.
27. Guesmi F., Elfarhani M., Mkaddem A., Ghazali S., Bin Mahfouz A.S., Jarraya
A. (2022). Heat analysis of thermal conductive polymer composites: Reference
temperature history in pure polymer matrices. Polymers, 14(10),
https://doi.org/10.3390/polym14102084.
28. Elfarhani M., Guesmi F., Mkaddem A., Ghazali S., Rubaiee S., Jarraya A.
(2022). Thermal aspects in edge trimming of bio-filled GFRP: Influence of
fiber orientation and silica sand filler in heat generation. Materials, 15(14),
4792, https://doi.org/10.3390/ma15144792.
98
29. Jaeger J. C. (1942). Moving sources of heat and the temperature at sliding
contacts. J. and Proc. of the Royal Soc. of NSW, vol. 76, pp. 203-224.
30. Hanus R., Garg A., Snyder G.J. (2018). Phonon diffraction and dimensionality
crossover in phonon-interface scattering. Commun. Phys., 1(1),
https://doi.org/10.1038/s42005-018-0070-z.
31. Ramazani A., Reihani A., Soleimani A., Larson R., Sundararaghavan V.
(2017). Molecular dynamics study of phonon transport in graphyne nanotubes.
Carbon, 123, 635-644, https://doi.org/10.1016/j.carbon. 2017.07.093.
32. Böer K.W., Pohl U.W. (2018). Phonon-induced thermal properties. In
Semiconductor Physics (pp. 151-179). Cham: Springer Int. Publ.
33. Morelli D.T., Uher C., Robinson C.J. (1993). Transmission of phonons through
grain boundaries in diamond films. Appl. Phys. Lett., 62(10), 1085-1087,
https://doi.org/10.1063/1.108802.
34. Huang X., Luo K., Shen Y., Yue Y., An Q. (2023). Grain boundaries induce
significant decrease in lattice thermal conductivity of CdTe. Energy and AI,
11(100210), 100210, https://doi.org/10.1016/j.egyai.2022.100210.
35. Elbaz G.A., Ong W.L., Doud E.A., Kim P., Paley D.W., Roy X., Malen J. A.
(2017). Phonon speed, not scattering, differentiates thermal transport in lead
Halide perovskites. Nano Letters, 17(9), 5734-5739,
https://doi.org/10.1021/acs.nanolett.7b02696.
36. Astanin V.V., Shchegel A.A. (2017). Probability approach to the problem of
impact-induced damage simulation of composite plates. Strength Mater., 49(2),
280-291, https://doi.org/10.1007/s11223-017-9868-2.
37. Європейські стандарти, що регламентують діяльність випробувальних
лабораторій, органів із сертифікації та виробника при заяві про
відповідність продукції EN 45001, EN 45002, EN 45003, EN 45011. EN
45012, EN 45013, EN 45014. – Москва, 1993.
38. Геворкян Е.С., Мельник О.М. Неруйнівні методи контролю якості:
Конспект лекцій. – Харків: УкрДАЗТ, 2015. – 42 с.
39. В.О. Шаповалов, Ю.О. Никитенко, О.М. Гніздило, В.Р. Бурнашев, О.В.
Карускевич, Т.І. Дубова, В.В. Якуша. Дослідження енергетичного
балансу в системі кристал–високочастотний нагрівальний модуль при
плазмово-індукційному вирощуванні монокристалів тугоплавких
металів. Сучасна електрометалургія, 2022, №4, с.27-33.
40. ДСТУ EN ISO 19232-1:2016 (EN ISO 19232-1:2013, IDT; ISO 19232-
1:2013, IDT) Неруйнівний контроль. Якість зображення радіографічних
знімків. Частина 1. Визначення показника якості зображення за
допомогою індикатора якості зображення дротового типу.
41. ДСТУ EN 1330-2:2008 Неруйнівний контроль. Термінологія. Частина 2.
Загальні терміни стосовно методів неруйнівного контролю (EN 1330-
2:1998, IDT) .
99
42. Ультразвуковий контроль бурильних труб – КПІ ela.kpi.ua › bitstream ›
PUMPb-2019_Proceedings-Page364-367.
43. Акустичний контроль [Текст] : навч. посібник / І. П. Білокур. - К. : ІЗМН,
1997. - 244 с
44. Прилади і методи акустичного контролю [Текст] : навч. посібник / Г. М.
Сучков [та ін.]; Харківський політехнічний ін-т, нац. техн. ун-т. - Харків :
НТУ “ХПІ”, 2011. - 218 с.
45. Основи ультразвукового неруйнівного контролю: Підручник/ В.К.
Цапенко, Ю.В. Куц. – К.: НТУУ «КПІ». – 2009. – 439 с., рис. 187.
46. Акустичний контроль : навч. посіб. / Г.М. Сучков, Е.Л. Ноздрачова. – Х. :
НТУ “ХПІ”, 2013. – 138 с.
47. Неруйнівні методи контролю: навч. посіб. / Л.М. Сусліков, І.П. Студеняк.
– Ужгород : Видавництво УжНУ, 2016. - 192 с.
48. ДСТУ 2389-94 Технічне діагностування та контроль технічного стану.
Терміни та визначення. – Чин. від 01.07.95 К.: Держстандарт України,
1995. –75с.
49. ДСТУ 2860-94 Надійність техніки. Терміни та визначення. –Чин. від
01.01.96. –К.: Держстандарт України, 1996. –62 с.
50. Холявко В.В. Фізичні властивості та методи дослідження матеріалів / В.В.
Холявко, І.А. Владимирський, О.О. Жабинська. – К.: КПІ ім. Ігоря
Сікорського, 2016. – С. 91-123.
51. Методичні вказівки до лабораторних робіт з дисципліни «Фізичні
властивості металів» для студентів спеціальності 6.050403 «Прикладне
матеріалознавство» денної і заочної форм навчання / Укл.: Грешта В.Л.,
Климов О.В., Глотка О.А., Ткач Д.В. – ЗНТУ, 2010. – 82 с. –С. 16-26.
52. «Фізичні методи дослідження матеріалів» для студентів напряму
підготовки 6.050801 «Мікро- та наноелектроніка» / Уклад.: Копач В.Р.,
Хрипунов Г.С., Кіріченко М.В., Зайцев Р.В. – Харків: НТУ «ХПІ», 2009.
48 с.
53. Грінченко В.Т., Дідковский В.С., Маципура В.Т. Теоретичні основи
акустики. Навч. посібник. – К.: ІЗМН, 1998. – 376с.
54. Дідковський В.С. та ін. Практикум з технічної акустики: Навчальний
посібник. – К.: 2003. – 192 c.
55. L. d’Agostino і M. V. Salvetti, «Fluid Dynamics of Cavitation and Cavitating
Turbopumps», 2008, [Online]. Available at:
https://api.semanticscholar.org/CorpusID:117748082.
56. В. С. Білецький, «Кавітація [Електронний ресурс]», Енциклопедія
сучасної України. https://esu.com.ua/pdf/file/12013.pdf.
57. C. Brennen, «An Introduction to Cavitation Fundamentals», Лип 2011.
58. Конспект лекцій з дисципліни «Технологічні основи
машинобудування»для здобувачів першого (бакалаврського) рівня вищої
освіти спеціальності 133 Галузеве машинобудування / Укладачі Ю.В.
100
Яровий, В.М. Колеснік, І.М. Буюклі – Одеса: Національний університет
«Одеська політехніка», 2021 – 101 с.
59. Мельничук П. П., Боровик А. І., Лінчевський П. А., Петраков Ю. В.
Технологія машинобудування: підручник. Житомир: ЖДТУ, 2006. 836 с.
60. Горбатюк Є. О., Мазур М. П., Зєнкін А. С., Каразей В. Д. Технологія
машинобудування: навч. посібник. Львів: Новий Світ-2000, 2009. 358 с.
61. Бондаренко С. Г. Основи технології машинобудування: навч. посібник.
Львів: Магнолія 2006, 2007. 500 с.
62. Захаркін О. У. Технологічні основи машинобудування (основні способи
обробки поверхонь та сучасні Т-системи для їх реалізації): навчальний
посібник. Суми: Вид-во СумДУ, 2009. 137 с
63. Грабченко А. І., Доброскок В. Л. Сучасні технології матеріалізації
комп’ютерних моделей: навч. посібник. Харків: НТУ «ХПІ», 2009. 86 с.
64. Якимов О. В., Марчук В. І., Лінчевський П. А., Якимов О. О., Ларшин В.
П. Технологія машино- та приладобудування: підручник. Луцьк: ЛДТУ,
2005. 712 с.
65. Технологія автоматизованого машинобудування: підручник для вищих
техн. навч. закладів / О.В. Якимов та ін. Одеса: ОНПУ, 2005. 410 с.
66. Кремнев Г. П., Новиков Ф. В., Колесник В. М. Типовые технологические
процессы механической обработки деталей машин: учебное пособие.
Днепр: ЛИРА, 2017. 252 с.
67. Altintas Y. Manufacturing Automation: Metal Cutting Mechanics, Machine
Tool Vibrations, and CNC Design. Cambridge University Press, 2012. 380p.
68. Klocke F. Manufacturing Processes, Cutting. New York: Springer, 2011.
504 p.
69. Zhang L. Materials Processing Fundamentals / [Zhang, L., Allanore, A., Wang,
C., Yurko, J. A. and Crapps, J. (eds). John Wiley & Sons, Inc., Hoboken, NJ,
USA, 2013. 317.
70. Інтегровані технології обробки матеріалів [Текст]: підручник / Е.С.
Геворкян, Л.А. Тимофеєва, В.П. Нерубацький та ін. – Харків: УкрДУЗТ,
2016. – 238 с.
71. Прогресивні технології виготовлення деталей насосного обладнання :
навчальний посібник / І. М. Дегтярьов, А. О. Нешта, В. О. Колесник. –
Суми : Сумський державний університет, 2021. – 256 с.
72. Astanin V.V., Olefir О.І., Shchegel G.О., Olefir А.О. (2017). Probabilistic
modeling of strain rate influence on material stresses and deformations (in
Ukrainian). Technol. Syst., 81(4), 19-28, https://doi.org/10.29010/081.3.
73. Liu X., Xiong F., Xie Q., Yang X., Chen D., Wang S. (2022). Research on the
attenuation characteristics of high-frequency elastic waves in rock-like
material. Materials, 15(19), 6604, https://doi.org/10.3390/ma15196604.
74. Pavlenko P.M., Marushko Yu.V., Olefir O.I., Khomych O.V., Shchegel G.O.,
Olefir A.O., Khomych V.M. (2021). An acoustic monitoring device with an
101
axial directivity diagram (in Ukrainian) (Patent No. 148836). In Bull. № 38. -
7 P. (No. 148836).
75. Olefir A., Kanashevych G., Method of operational acoustic control of drilling
of composite materials. In New and unconventional technologies in resource
and energy saving. - Materials of the international scientific and technical
conference, Odesa Polytechnic National University. - Odesa, 2022. – P. 99.
76. Marushko Y., Khomych O. (2023). Frequency characteristics of acoustic
features of sound signals in the lungs of children with pneumonia using a new
acoustic diagnostic device “Trembita-Corona.” Neonatol. Surg. Perinat. Med.,
12(4(46)), 59-66, https://doi.org/10.24061/2413-4260.xii.4.46.2022.9.
77. Barletta A., Zanchini E. (1996). Non-fourier heat conduction in a plane slab
with prescribed boundary heat flux. Heat and Mass Transfer 31, 443–450.
https://doi.org/10.1007/BF02172592.
78. Povstenko Y., Ostoja-Starzewski M. (2021). Doppler effect described by the
solutions of the Cattaneo telegraph equation. Acta Mech., 232(2), 725-740,
https://doi.org/10.1007/s00707-020-02860-y.
79. Tzou D.Y. (2014). Macro‐ to microscale heat transfer: The lagging behavior.
Wiley., https://doi.org/10.1002/9781118818275.
80. İskender Eroğlu B.B., Avcı D. (2021). Separable solutions of Cattaneo-Hristov
heat diffusion equation in a line segment: Cauchy and source problems.
Alexandria Eng. J., 60(2), 2347-2353,
https://doi.org/10.1016/j.aej.2020.12.018.
81. Qi H., Guo X. (2014). Transient fractional heat conduction with generalized
Cattaneo model. Int. J. Heat Mass Transf., 76, 535-539,
https://doi.org/10.1016/j.ijheatmasstransfer.2013.12.086.
82. Zhang C., Guo Z., Chen S. (2017). Unified implicit kinetic scheme for steady
multiscale heat transfer based on the phonon Boltzmann transport equation.
Phys. Rev. E, 96(6-1), 063311, https://doi.org/10.1103/PhysRevE.96.063311.
83. Guyer R.A., Krumhansl J.A. (1966). Thermal conductivity, second sound, and
phonon hydrodynamic phenomena in nonmetallic crystals. Phys. Rev., 148(2),
778-788, https://doi.org/10.1103/physrev.148.778.
84. Dong Y., Cao B.Y., Guo Z.Y. (2011). Generalized heat conduction laws based
on thermomass theory and phonon hydrodynamics. J. Appl. Phys., 110(6),
063504, https://doi.org/10.1063/1.3634113.
85. Guo Y., Wang M. (2015). Phonon hydrodynamics and its applications in
nanoscale heat transport. Phys. Rep. 595, 1-44, https://doi.org/-
10.1016/j.physrep.2015.07.003
86. Hua C., Lindsay L., Chen X., Minnich A.J. (2019). Generalized Fourier's law
for nondiffusive thermal transport: Theory and experiment. arXiv: 1902.10020,
https://doi.org/10.1103/PhysRevB.100.085203
102
87. Cepellotti A., Marzari N. (2016). Thermal transport in crystals as a kinetic
theory of relaxons. Phys. Rev. X 6, 041013, https://doi.org/-
10.1103/PhysRevX.6.041013.
88. Kovács R., Ván P. (2015). Generalized heat conduction in heat pulse
experiments. Int. J. Heat Mass Transf., 83, 613-620,
https://doi.org/10.1016/j.ijheatmasstransfer.2014.12.045.
89. Lam T.T. (2013). A unified solution of several heat conduction models. Int. J.
Heat Mass Transf., 56(1-2), 653-666,
https://doi.org/10.1016/j.ijheatmasstransfer.2012.08.055.
90. Fugallo G., Cepellotti A., Paulatto L., Lazzeri M., Marzari N., Mauri F. (2014).
Thermal conductivity of graphene and graphite: collective excitations and
mean free paths. Nano Lett. 14, 6109-6114, https://doi.org/10.1021/nl502059f.
91. Lebon J., Machraft H., Grmela M., Debois C. (2011). An extended
thermodynamic model of transient heat conduction at sub-continuum scales.
Proc. R. Soc. A 467, 3245-3256, https://doi.org/10.1098/rspa.2011.0087
92. Salem B., Mkaddem A., Ghazali S., Habak M., Felemban B. F., Jarraya A.
(2023). Towards an advanced modeling of hybrid composite cutting: Heat
discontinuity at interface region. Polymers, 15(8),
https://doi.org/10.3390/polym15081955.
93. Xiao J., Wang G., Su H., Huang P. (2022). Study on cutting force and induced
thermal damage of carbon fiber reinforced polymer composites using
microscopic simulation modeling. Polym. Compos., 43(3), 1626-1636,
https://doi.org/10.1002/pc.26484.
94. Helmig T., Liu H., Winter S., Bergs T., Kneer R. (2023). Development of a tool
temperature simulation during side milling. In Lecture Notes in Production
Engineering (pp. 308-317). Springer Int. Publ.
95. Palazzo G., Pasquino R., Bellomo N. (2002). Temperature fields in machining
processes and heat transfer models. Math. Comput. Model., 35(1-2), 101-109,
https://doi.org/10.1016/s0895-7177(01)00152-2.
96. Askarizadeh H., Ahmadikia H. (2014) Analytical analysis of the dual-phase-
lag heat transfer equation in a finite slab with periodic surface heat flux. Int. J.
Eng., 27(6, C), 971-978, https://doi.org/10.5829/idosi.ije.2014.27.06c.16.
97. Mukhopadhyay S., Kothari S., Kumar R. (2014). Dual phase-lag
thermoelasticity. In Encyclopedia of Thermal Stresses (pp. 1003-1019).
Springer Netherlands.
98. Li S.N., Cao B.Y. (2016). On defects of Taylor series approximation in heat
conduction models. Int. J. Heat Mass Transf., 98, 824-832,
https://doi.org/10.1016/j.ijheatmasstransfer.2016.03.067
99. Capriz G., Wilmanski K., Mariano P.M. (2021). Exact and approximate
Maxwell-Cattaneo-type descriptions of heat conduction: A comparative
analysis. Int. J. Heat Mass Transf., 175(121362),
https://doi.org/10.1016/j.ijheatmasstransfer.2021.121362.
103
100. Drozdov O.V., Volkov Y.M., Gusarova I.O., Potapov O.M., Samusenko O.A.
(2021). Temperature effects on the mechanical properties of unidirectional
carbon fiber reinforced plastic in the longitudinal and transversal directions.
Strength Mater.,, 53(5), 727-734. https://doi.org/10.1007/s11223-021-00337-4.
101. Boginich O.E., Derkach O.L., Kobzar V.L. (2023). Effect of low and elevated
temperatures on the dissipative properties of woven carbon fiber plastics.
Strength Mater., 55(1), 58-68, https://doi.org/10.1007/s11223-023-00502-x.
102. Carslaw H.S., Jaeger J.C. (1959). Conduction of Heat in Solids. Oxford science
publications.
103. Amiri Delouei A., Emamian A., Sajjadi H., Atashafrooz M., Li Y., Wang L.P.,
Jing D., Xie G. (2021). A comprehensive review on multi-dimensional heat
conduction of multi-layer and composite structures: Analytical solutions. J.
Therm. Sci., 30(6), 1875-1907. https://doi.org/10.1007/s11630-021-1517-1.
104. Mehnen J., Hintze W., Koeppe M. (2021). Influence of contour radius and fiber
orientation on heat accumulation during machining of unidirectional CFRP.
MM Sci. J., 2021(5), 5085-5092,
https://doi.org/10.17973/mmsj.2021_11_2021156.
105. Adibekyan A., Kononogova E., Monte C., Hollandt J. (2019). Review of PTB
measurements on emissivity, reflectivity and transmissivity of semitransparent
fiber-reinforced plastic composites. Int. J. Thermophys., 40(4),
https://doi.org/10.1007/s10765-019-2498-0.
106. Bentz D. (2010), Fire Resistive Materials: Thermal Barriers between Fires and
Structures, Thermal Conductivity 30/Thermal Expansion 18, Seven Springs,
PA, [online], https://tsapps.nist.gov/publication/get_pdf.cfm? pub_id=902567.
107. DIN EN 61260-1. Elektroakustik - Bandfilter für Oktaven und Bruchteile von
Oktaven - Teil 1: Anforderungen (IEC 61260-1:2014); Deutsche Fassung EN
61260-1:2014.
108. Пат. 109850 Україна, МПК G10K 11/28, G01V 1/46, G01S 11/14. Пристрій
акустичного спостереження із заповненою порожниною акустичної
антени / заявл. 16.03.2016; опублік. 12.09.2016, Бюл. № 17.
109. Пат. 109901 Україна, МПК G10K 11/08, G10K 11/28, G01V 1/46, G01S
11/14, H04R 1/34,G01N 29/14, G01N 29/22. Пристрій для акустичного
спостереження із багатосекційним приймачем акустичного сигналу /
заявл. 06.04.2016; опублік. 12.09.2016, бюл. № 17.
110. Пат. 110072 Україна, МПК G01S 11/14, G01V 1/46, G10K 11/28. Пристрій
акустичного спостереження з фокусуючою антеною / заявл. 16.03.2016;
опублік. 26.09.2016, бюл. № 18.
111. Пат. 110102 Україна, МПК G01S 11/00, G01V 1/46, G10K 11/28. Пристрій
акустичного спостереження із заповненою шаруватим матеріалом
порожниною акустичної антени / заявл. 23.03.2016; опублік. 26.09.2016,
бюл. № 18.
104
112. Пат. 110122 Україна, МПК G10K 11/28, G01V 1/46, G01S 11/14. Пристрій
акустичного спостереження із приймачем акустичного сигналу / заявл.
30.03.2016; опублік. 26.09.2016, бюл. № 18.
113. Дьяконов В.П. Mathcad 8/2000. Специальный справочник. – С.Пб. Питер,
2000. – 592 с.
114. Патент України на корисну модель №148836. – Бюл. № 38. Дата публікації
22.09.2021 Пристрій акустичного спостереження із осьовою діаграмою
направленості. Павленко П.М., Марушко Ю.В., Олефір О.І., Хомич О.В.,
Щегель Г.О., Олефір А.О., Хомич В.М.
115. Isaienko V., Kharchenko V., Astanin V., Shchegel G., Olefir V., Olefir O., Olefir
A., Khomych O., Khomych V. (2020) UAV-system for remote assisted medical
diagnostics and pulmonological monitoring of potentially infected with COVID-
19 patients "TREMBITA-CORONА UAV NAU". Proceedings of National
Aviation University. 3(84): 63–70.
116. Isaienko V., Kharchenko V., Astanin V., Shchegel G., Olefir V., Olefir O., Olefir
A., Khomych O., Khomych V. (2020) System for acoustic diagnostics and
symptomatic assistance to COVID-19. Patients for use in extremal conditions
"TREMBITA-CORONА NAU" Proceedings of National Aviation University.
1(82): 58–63.
117. Чепок О.Л. Механічні коливання і хвилі. Основи акустики: тексти лекцій
знавчальної дисципліни «Загальна фізика» [для здобувачів першого
(бакалаврського) рівня вищої освіти галузі знань 01 «Освіта / Педагогіка»
спеціальності 014.08 «Середня освіта (Фізика)» денної та заочної форм
навчання]. Одеса, 2021.- 89 с.
118. Грінченко В.Т., Вовк І.В., Маципура В.Т. Основи акустики. — К.: Наукова
думка, 2007. – 640 с.
119. Melnyk M., Pytel K., Orynchak M., Tomyuk V., Havran V. Analysis of artificial
intelligence methods for rail transport traffic noise detection. Комп'ютерні
системи проектування. Теорія і практика. 2022. Вип. 4, № 1. С. 107–116.

105

ДОДАТКИ

106

107

108

109

110

111

112

113

114

ChSTU repository

ChSTU repository preserves and enables easy and open access to all types of digital content including text, images, moving images, mpegs and data sets