Содержание к диссертации
Введение
Глава 1. Состояние вопроса 8
1.1. Анализ деталей склонных к разрушению после электроконтактной наварки проволокой 8
1.2. Анализ способов повышения усталостной прочности деталей восстановленных электроконтактной наваркой проволокой 14
1.3. Предварительные эксперименты по обработке деталей поверхностно-пластическим деформированием после многослойной электроконтактной наварки 19
1.4. Способы повышения прочности соединения при электроконтактной наварке проволокой. Цель и задачи исследования. 22
Глава 2. Исследование механизма формирования межвитковых соединений при электроконтактной наварке проволокой 27
2.1. Экспериментальное исследование процесса формирования смежных валиков наваренного металла 27
2.2. Математическое моделирование электротепловой обстановки при перекрытии смежных валиков 33
2.3. Исследование влияния ширины рабочей части роликового электрода на формирования межвиткового соединения 42
Глава 3. Разработка процесса электроконтактной наварки с притормаживанием роликового электрода 50
3.1. Разработка математической модели процесса осевой деформации проволоки 50
3.2. Исследование процесса электроконтактной наварки с притормаживанием роликового электрода 55
3.3. Экспериментальное исследование процесса электроконтактной наварки с притормаживанием роликового электрода 60
3.4. Исследование влияния чеканки на характеристики поверхностных слоев, полученных с помощью многослойной электроконтактной наварки 64
Глава 4. Разработка технологии восстановления валов с галтельными переходами комбинированной наплавкой и исследование её влияния на усталостную прочность 76
4.1. Разработка технологии комбинированной наплавки валов с галтельными переходами 76
4.2. Исследование разупррчнения при дуговой наплавке галтельных переходов 84
4.3. Разработка методики проведения усталостных испытаний 96
4.4. Анализ результатов усталостных испытаний 103
Глава 5. Промышленное применение результатов исследований 111
5.1. Технологическое оборудование для реализации процесса электроконтактной наварки с управляемой осевой деформацией проволоки и упрочнения чеканкой 111
5.2. Технологические рекомендации по восстановлению деталей многослойной электроконтактной наваркой и комбинированной наплавкой с последующей чеканкой 115
5.3. Примеры восстанавливаемых деталей 119
5.4. Расчет экономического эффекта 125
Общие выводы 128
Список литературы 131
Приложение 145
- Анализ способов повышения усталостной прочности деталей восстановленных электроконтактной наваркой проволокой
- Математическое моделирование электротепловой обстановки при перекрытии смежных валиков
- Исследование процесса электроконтактной наварки с притормаживанием роликового электрода
- Исследование разупррчнения при дуговой наплавке галтельных переходов
Введение к работе
Актуальность работы. Восстановление изношенных деталей является важным резервом повышения эффективности использования различных машин и механизмов. Значительную часть восстанавливаемых деталей машин с изношенными посадочными и опорными шейками составляют различные валы и оси, подверженные в процессе эксплуатации действию циклических нагрузок. Технологии восстановления таких деталей не должны снижать усталостной прочности. Одной из перспективных технологий восстановления цилиндрических поверхностей является метод электроконтактной наварки проволокой (ЭКНП). Большой вклад в развитие электроконтактной наварки внесли Э.С. Каракозов, Ю.В. Клименко, А.В. Поляченко, В.А. Дубровский, Нафиков М.З., Фархшатов М.Н. и др. Однако задача обеспечения усталостной прочности восстановленных ЭКНП деталей решена не полностью. Мало исследованы причины и способы предотвращения разрушения многослойных покрытий при последующей упрочняющей обработке поверхностно-пластическим деформированием (11І1Д). Возникают затруднения и при восстановлении шеек с гантельными переходами ступенчатых валов. Решение этих задач позволит расширить номенклатуру восстанавливаемых ЭКНП деталей, повысить их надежность и предотвратить поломки в процессе эксплуатации.
Целью работы является повышение усталостной прочности деталей типа «вал», восстановленных с применением многослойной ЭКНП.
Методы исследований. Основные задачи работы решались на основе сочетания теоретических и экспериментальных методов исследования. Экспериментальные исследования процесса ЭКНП производились на машине УЭН-01. Макро- и микроструктура поверхностного слоя наваренных деталей исследовалась на шлифах с применением оптического микроскопа МИМ-7. Микротвердость структур определялась при помощи твердомера ПМТ-3. Математическое моделирование электротепловой обстановки при ЭКНП осуществлялось методом конечных элементов. Обработка ППД выполнялась с помощью разработанного приспособления для чеканки. Усталостные испытания образцов производились на машине МУИ-01М. При обработке экспериментальных данных использовался аппарат математической статистики. Научная новизна работы:
1. Установлено, что причиной возникновения дефектов сплошности в «гребешках» слоя наваренного металла является повышенная плотность тока в поперечном сечении осаживаемой проволоки со стороны ранее наваренного валика. Это приводит к местному перегреву части присадочного металла, его выдавливанию из-под электрода и охлаждению на поверхности ранее наваренного валика в условиях отсутствия проковки. Увеличение ширины рабочей части роликового электрода свыше некоторого значения, зависящего от диаметра присадочной проволоки, величины ее осадки, шага наварки, предотвращает выдавливание осаживаемой проволоки из-под электрода и исключает причины образования указанных дефектов.
2. Установлено, что увеличение момента проворачивания роликового электрода приводит к повышению прочности образующегося сварного соединения за счет увеличения относительной осевой деформации присадочной проволоки.
3.Установлено, что увеличение относительной осевой деформации присадочной проволоки приводит к замедлению вращения роликового электрода. Это позволяет контролировать относительную осевую деформацию присадочной проволоки непосредственно в процессе наварки через подсчет количества оборотов роликового электрода и детали.
4. Установлено, что дуговая наплавка галтелей и кромки слоя, наваренного электроконтактным методом на цилиндрическую часть шейки, совместно с последующей обработкой ППД всей восстановленной поверхности приводит к повышению усталостной прочности ступенчатых валов за счет восстановления геометрии галтелей и упрочнения наваренного металла в процессе ППД.
Практическая ценность работы. Разработаны технологические мероприятия, предотвращающие межслойные разрушения покрытий в процессе последующей упрочняющей обработки ППД. Разработана технология ремонта циклически нагруженных ступенчатых валов комбинированной наплавкой с последующей обработкой ППД.
Реализация результатов работы. Разработанная технология восстановления шеек стальных валов с галтельными переходами комбинированной наплавкой прошла опытно-промышленную проверку и внедрена на предприятии ООО НИИ "Велд" (г. Калуга).
Апробация работы. Основные положения работы докладывались на Региональных научно-технических конференциях «Прогрессивные технологии, конструкции и системы в приборо- и машиностроении» (г. Калуга, 2005г., 2006г.); на 7-ой международной практической конференции «Технологии ремонта, восстановления и упрочнения деталей машин, механизмов, оборудования, инструмента и технологической оснастки» (г. Санкт-Петербург, 2005 г.); на 5-ой международной научно - технической конференции «Инженерия поверхности и реновация изделий» (г. Киев, Украина, 2005 г.); на 5-ом Московском международном салоне инноваций и инвестиций (г. Москва, 2005 г.); на Всероссийских научно-технических конференциях «Прогрессивные технологии, конструкции и системы в приборо- и машиностроении и развитие инновационной деятельности в ВУЗе» (г. Калуга, 2005, 2006, 2007, 2008 гг.); на научных семинарах кафедр «Агропромышленная инженерия», «Технологии сварки» КФ МГТУ им. Н.Э.Баумана (г. Калуга, 2007, 2009 гг.) и «Технологии сварки и диагностики» МГТУ им. Н.Э.Баумана (г. Москва, 2008, 2009 гг.).
Публикации. По теме диссертации опубликовано 11 работ, из них по списку ВАК - 2.
Структура и объем работы. Диссертация состоит из введения, пяти глав, общих выводов по работе, списка литературы и приложения. Изложена на 4
Анализ способов повышения усталостной прочности деталей восстановленных электроконтактной наваркой проволокой
Для повышения усталостной прочности наплавленных валов широкое распространение получили операции термической обработки [35,103,81,39,90,111,137]. Они позволяют снизить или полностью устранить структурную неоднородность наваренного металла, устранить остаточные растягивающие напряжения, упрочнить поверхностный слой детали [3,31,103,37,118,121]. Однако процессы термообработки не приводят к заметному повышению усталостной прочности деталей со сварочными дефектами, что снижает эффективность применения этой технологии [70,59,54]. Так в работе Емельянова В.А. и др. [104] показано, что усталостная прочность
образцов после ЭКНП проволокой Св-08 и отпуска при температуре 700 С в течение 45 мин, благодаря которому снижается структурная неоднородность металла ЗТВ, практически не отличается от усталостной прочности образцов в исходном состоянии. Причина этого, по мнению авторов работы [104], связана с наличием окисных и гидроокисных включений в наплавленном слое, негативное действие которых на усталостную прочность не устраняется в процессе термической обработки. Кроме этого, проведение продолжительной и ресурсозатратной операции термообработки резко повышает себестоимость восстановления: Следует также учесть, что далеко не все ремонтные предприятия имеют пригодные для этих целей термические участки.
Перспективным направлением совершенствования технологии восстановления валов является замена последующей операции термообработки операцией ППД наплавленных шеек. Так-в работах Балтер М.А., Папшева Д.Д., Кудрявцева И.В. и многих других показано, что ППД является наиболее простым . и эффективным способом упрочнения деталей машин [6,7,108,70,105,33,37]. По данным И.В. Кудрявцева предел выносливости гладких образцов из стали 18ХНВА со структурой мартенсита после обкатки роликом повысился на 46% [105]. В работе Балтер М.А. предел выносливости гладких образцов диаметром 9 мм из стали 45ХНМФА со структурой мартенсита после обкатки роликом повысился на 23% [6]. Это, по мнению авторов, связано с образованием сжимающих напряжений в наклепанном слое, а также с упрочнением поверхности в процессе ГШД.
Механизм упрочнения металла после ППД заключается в следующем [105,100].. Под действием напряжений от внешних сил в искажениях кристаллической решетки возникает пластическая деформация. Это приводит к движению дислокаций. Движущиеся дислокации, встречаясь с препятствиями (например, с дислокациями, расположенными в другой плоскости) блокируются, т. е. происходит их закрепление. В недеформированных отожженных углеродистых сталях средняя плотность дислокаций составляет примерно 10—10. После поверхностного деформирования число дислокаций в наиболее деформированном слое увеличивается на несколько порядков. Это способствует повышению прочности деформированного слоя.
При. пластической деформации происходит раздробление кристаллов на фрагменты и блоки с большими искажениями кристаллической решетки на их границах. При высоких степенях наклепа алмазным выглаживанием и обкатыванием закаленных сталей размер блоков достигает (2,1-6,2) 10 6 см. В закаленных сталях происходит измельчение и разориентировка пластин мартенсита. Это является основной причиной упрочнения металлов при пластической деформации. Пластическая деформация оказывает существенное влияние на изменение физических свойств материала: повышаются твердость, предел прочности и предел текучести. Так прочность может быть повышена в 2—3 раза..
Эффективность ППД после однослойной ЭКНП с целью повышения усталостной прочности показано в работах Дубровского В.А., Емельянова В.А.,
Школьника Л.М. и др. [49,104,53]. Так в работе Дубровского В.А. усталостная прочность после обкатки роликом, образцов наваренных пружинной проволокой 2-го класса в один слой, повысилась в три раза по сравнению с образцами без упрочнения. В работе Емельянова В.А. усталостная прочность после обкатки роликом с усилием обкатки 9 кН, образцов наваренных проволокой Св-08 в один слой, повысилась на 56% по сравнению с образцами без упрочнения.
При восстановлении валов с износами более 0,4 мм необходимо выполнять многослойную ЭКНП. Поэтому способ обработки ППД должен обеспечить наибольшую глубину упрочнения.
Основными способами упрочнения поверхностей деталей методом ППД являются: дробеструйная обработка; центробежная обкатка шариками и роликами; обкатка шариками и роликами; ударная чеканка.
Дробеструйная обработка характеризуется незначительной глубиной наклепа (до 0,5...0,8 мм [52,24,125]). При обработке локальных поверхностей деталей, например шеек коленчатых валов, необходимо изолировать не упрочняемые участки поверхностей, что усложняет технологию упрочнения поверхностей деталей и требует дополнительных затрат на ее осуществление.
Глубина упрочненного слоя при центробежной обкатке шариками и роликами обычно составляет 0,6...0,8 мм и более [124,113]. Накатники характеризуются невысокой долговечностью и сложны в изготовлении, а при необходимости получения мощного ударного импульса с целью увеличения глубины наклепа их необходимо выполнять массивными, что создает дополнительные трудности при упрочнении шеек коленчатых валов.
Математическое моделирование электротепловой обстановки при перекрытии смежных валиков
Математическое моделирование температурных полей выполняли методом конечных элементов в двухмерной постановке задачи с помощью программы ELCUT 5.5. Во внимание были приняты методики расчета температурных полей при электроконтактной наварке и точечной сварке [110,49,18,79]. На основании проведенных экспериментов разработана двухмерная модель для исследования электротёпловой обстановки в поперечном сечении деформируемой проволоки при перекрытии смежных валиков. Геометрия расчетной модели пояснена на рис.2.7. При осадке проволоки ширина Ь{ и высота h валика геометрической модели расчетной области изменяются и определяются по формулам [13]: где d - диаметр проволоки; 77 - осадка проволоки; є - относительная осевая деформация проволоки. Относительную осевую деформацию проволоки при осадке г/ 70% определяли по формуле [42,60]: tMl - продолжительность модуляции в % от продолжительности импульса. Для расчета температурных полей все время нагрева разбивали на элементарные промежутки времени At, в течение которых осадка считалась постоянной [49]. Осадку проволоки в зависимости от времени и силы тока рассчитывали по формуле (2.5). Для каждой осадки на каждом шаге временного интервала по зависимостям (2.2) и (2.4) рассчитывали геометрию расчетной области перекрытия смежных валиков. Геометрия расчетной области со стороны детали представляет собой окружность, радиус которой принимали исходя из рекомендаций работы [ПО]- R=30 мм. асчету температурных полей на каждом шаге временного интервала предшествовал расчет электрических полей с целью определения поля тепловых источников [8] (2.6) = 0, где (р — электрический потенциал точек расчетной области; y,z — координаты в прямоугольной системе координат; j — плотность тока; р - удельное электрическое сопротивление. Полученные значения плотности тока учитывали при решении дифференциального уравнения теплопроводности [17,18] где Т— температура расчетной области; су - объемная теплоемкость; t — время; а - коэффициент температуропроводности. Граничные условия для расчета электрического поля задавали следующим образом. Между поверхностями АВ и KFG задавали разность потенциалов. На поверхностях ANE, КЕ, ВМС, CG значение нормальной плотности тока принимали равным нулю —— = 0. Электро- и теплофизические свойства детали и проволоки принимали одинаковыми и независящими от температуры. Удельное электрическое сопротивление принимали соответствующим температуре нагрева 1000 С [28] - /?=1,3 10 6 Омм. Объемная теплоемкость су = 3,9МДж/м -К, . коэффициент температуропроводности а = 9,74 10-6 м2/с; коэффициент теплопроводности Я = 38Вт/К-м При решении дифференциального уравнения теплопроводности методом конечных элементов были приняты следующие граничные условия: на условных границах внутри тела (поверхность KFG) температуру полагали равной начальной температуре детали: То = 25 С. На поверхностях ANE, КЕ, ВМС, CG с учетом влияния конвективного теплообмена с охлаждающей средой принимали граничное условие 3-го рода: где Я - коэффициент теплопроводности; Т0хл — температура охлаждающей воды; а - коэффициент теплоотдачи. Обзор экспериментальных данных показывает, что коэффициент теплоотдачи входит в диапазон значений: 10000 - 80000 Вт/м2 С [21,75]. В расчетах принимали а = 100005 / м -С. При расчете придерживались следующего условия: температура поверхности контактной площадки под электродом не должна превышать температуры разупрочнения материала электрода. Для материала электрода -БрНБТ температура разупрочнения составляет 510 С [98]. В противном случае возможен перенос электродного металла на деталь, что приводит к ухудшению качества слоя наваренного металла и является недопустимым дефектом при ЭКНП. Поддержание необходимого температурного режима электрода на практике достигается регулированием расхода охлаждающей воды и подбором параметров электромеханического цикла наварки. Выполнение указанного условия в расчете достигали путем изменения коэффициента поверхностной теплоотдачи а на поверхности АВ и подбором разности потенциалов между поверхностями АВ и KFG
Исследование процесса электроконтактной наварки с притормаживанием роликового электрода
Из выражений (3.11), (3.12), и (3.13) следует, что относительная осевая деформация є прямо пропорциональна равнодействующей силе Fx. Приложив к роликовому электроду дополнительный момент Мдоп, совпадающий по направлению с моментом Мос (рис.3.1),можно увеличить равнодействующую силу Fx за счет увеличения силы трения F , Расчеты, выполненные по формуле (3.12) с учетом (3.17), показали, что с увеличением дополнительного момента Мдоп осевая деформация проволоки увеличивается (кривая 1 рис.3.3). Для управления усилием проворачивания роликового электрода и регулирования силы трения F \ было разработана роликовая головка, конструкция которой пояснена в параграфе 5.1. Для экспериментального исследования влияния момента вращения роликового электрода на процесс осевого деформирования проволоки с помощью разработанного устройства была выполнена наварка 11 образцов диаметром 40 мм проволокой Нп-ЗОХГСА диаметром 1,6 мм. Сила тока наварки составляла 1И=5,6 кА, продолжительность импульса t!t=0,06 с, продолжительность паузы tnH, частота вращения детали 2 об/мин. Перед наваркой каждого образца с помощью динамометра определяли усилие проворачивания роликового электрода и рассчитывали величину момента дополнительного торможения Мдоп. Расчет силы Fmpl выполняли по выражению (3.17), затем находили Fx и далее рассчитывали относительную осевую деформацию є. Обработкой результатов экспериментов методом наименьших квадратов получена зависимость Проведенные расчеты и эксперименты (рис.3.3) подтвердили возможность управления осевой деформацией проволоки за счет регулирования момента вращения роликового электрода при неизменных значениях других параметров режима наварки, в частности, силы и продолжительности импульса тока наварки. Рис.3.3. Зависимость осевой деформации проволоки от момента сопротивления при диаметре детали Dd = 40мм и радиусе электрода R3 - 100мм : 1 - расчет по выражению (3.12); 2 - расчет по эмпирической формуле (3.18); 0 - экспериментальные значения Однако контролировать осевую деформацию проволоки в процессе наварки по величине момента вращения М э роликового электрода технически затруднительно. По этой причине для практического применения способа наварки с затормаживанием роликовых электродов необходимо разработать способ текущего контроля осевой деформации навариваемой проволоки. Примем во внимание, что электрод приводится во вращение посредством контакта с защемляемой проволокой, а проволока подвергается осевой деформации в направлении, противоположной ее— подаче. Эти два обстоятельства приводят к тому, что во время осадки проволоки линейная скорость вращения роликового электрода V3Jl оказывается меньше линейной скорости вращения детали Vd. За время іц цикла наварки . . Рис.3.4. Зависимость осевой деформации проволоки от коэффициента отставания вращения роликового электрода для диаметра детали 50 мм и радиуса роликового электрода 100 мм.: 1 - расчет по формуле (3.28); 2 - расчет по формуле (3.26); о - экспериментальные значения Погрешность между экспериментальной (3.28) и теоретической зависимостью (3.36) не превышает 5%. Таким образом (3.26) и (3.27) могут быть использованы для контроля относительной осевой деформации проволоки. Апробация процесса электроконтактной наварки с затормаживанием роликового электрода показала, что при є 0,6...0,7 повышается вероятность обрыва навариваемой проволоки. По этой причине значения коэффициента отставания вращения роликового электрода кж следует выбирать из диапазона эл 0,54...0,64. Влияние осевой деформации на прочность образующегося с деталью соединения оценивали по усилию отрыва наваренной проволоки. Возможность качественной оценки прочности соединения при ЭКНП таким способом показана в работе [64]. Для этого образцы диаметром 40 мм из стали 45 наваривали проволокой Нп-ЗОХГСА диаметром 1,6 мм на заниженных режимах (сила тока наварки составляла 1Н - 3,6 кА, продолжительность импульса tH = 0,06 с, продолжительность паузы tn=tH, частота вращения детали 2 об/мин). Валики на образцы наваривали с различными значениями осевой деформации проволоки, что обеспечивали изменением момента вращения роликового электрода. Усилие прикладывали к не наваренному концу проволоки с помощью динамометра по нормали к поверхности детали (рис.3.5). Нагрузку увеличивали до тех пор, пока не происходил отрыв проволоки. Значение нагрузки, при которой происходил отрыв проволоки, ставился в соответствие значению осевой деформации наваренной проволоки. Эксперименты выявили практически линейную зависимость усилия отрыва Fom от относительной осевой деформации є (рис.3.6). Методом наименьших квадратов получена аппроксимирующая зависимость
Исследование разупррчнения при дуговой наплавке галтельных переходов
При дуговой наплавке участки металла, нагретые выше температуры начала третьего (карбидного) превращения при отпуске и ниже температуры начала аустенитного превращения стали ТАс , подвергаются разупрочнению. Отпуск закаленного после ЭКНП слоя металла приведет к снижению твердости, а следовательно, к снижению износостойкости поверхности. Для определенной номенклатуры восстанавливаемых деталей это не допустимо (таких как коленчатые валы). Количественную оценку степени разупрочнения закалённых объёмов при дуговой наплавке галтелей валов производили с помощью расчёта параметра Холломона-Джейфа, который используется в практике термической обработки и сварке металлов [121,138]: где PHRC - параметр; характеризующий снижение твёрдости стали после отпуска в единицах, шкалы- Роквелла С; Т - температура изотермического отпуска в градусах Кельвина; / - длительность отпуска в часах; С — эмпирическая константа, которая в зависимости от химического состава стали принимает значения в диапазоне от 15 до 20. В работах [118,31,3] отмечается, что механические свойства углеродистых сталей не зависят от скорости охлаждения после нагрева до температуры отпуска, , а зависят лишь от его температуры и продолжительности. Поэтому в качестве параметра Т, используемого в выражении (4.1), можно принять среднейнтегральную температуру Тср нагрева (-mm) \T(t)dt Tcp=- ±_ , (4.2)- моменты достижения температуры начала отпускного превращения Tmin при нагреве и охлаждении после окончания дуговой наплавки галтелей; T(t) - зависимость температуры нагрева и охлаждения от времени. Для нахождения зависимости T(t) необходимо произвести расчет термических циклов при дуговой наплавке галтелей валов диаметром от 40 мм до ПО мм. В большинстве практических случаев для предварительной оценки режимов разрабатываемого технологического процесса достаточно приближенного, аналитического описания процессов распространения тепла без учета температурной зависимости теплофизических свойств, теплоты фазовых переходов, поверхностной теплоотдачи. Наличие аналитических зависимостей упрощает расчеты тепловых процессов, позволяет оперативно исследовать влияние параметров режима на показатели термического цикла, прогнозировать изменение свойств в зоне термического влияния [119]. Аналитические выражения для описания процессов распространения тепла в цилиндрических деталях представлены в работах Рыкалина Н.Н., Махненко И.В., Кравцова Т.Г., Орлова А.А. и др. [116,85,100,9]. Выражения для расчета температурных полей представленные в работе Махненко И.В. и Кравцова Т.Г. позволяют рассчитывать температурные поля квазистационарного состояния и периода теплонасыщения. При соответствующем преобразовании могут быть использованы при движении источника тепла по направляющей цилиндра. Однако выражение для определения коэффициента теплонасыщения представляет большую сложность при вычислении, так как на каждом шаге вычислений необходимо использовать логические выражения. Поэтому для расчета температурных полей воспользуемся известным уравнением, которое описывает распространение тепла от непрерывно действующего точечного источника, перемещающегося с постоянной скоростью по полубесконечному телу, имеет вид [106] где q — количество тепла, выделяемое источником; ср - объемная теплоемкость; а - коэффициент температуропроводности; t - длительность наплавки; tj -текущее время, определяющие положение точечного источника относительно заданной точки полубесконечного тела; г — расстояние от точечного источника тепла до рассматриваемой точки. v - скорость наплавки; Рассмотрим движение точечного источника по цилиндрической поверхности ABCD. Пусть источник начал движение в точке А с постоянной линейной скоростью v (рис.4.4). Траектория движения показана на рисунке 4.4 стрелками. В некоторый момент времени t] он будет находиться в точке В на окружности цилиндра. С источником нагрева связана подвижная система координат X]О]Y]. Возьмем произвольную точку Ао принадлежащую цилиндру с координатами х, у и z в неподвижной системе координат XOY связанной с цилиндром. Расстояние от источника до рассматриваемой точки в произвольный момент времени определятся из выражения
