Прогрессивные технологии и системы машиностроения

ПРОГРЕССИВНЫЕ ТЕХНОЛОГИИ И

СИСТЕМЫ МАШИНОСТРОЕНИЯ

Международныйсборник научных трудов

Выпуск (5 )4 0 ’ 2014

ДОНЕЦК - 2014

ПР

ОГ

РЕ

СС

ИВ

НЫ

ЕТ

ЕХ

НО

ЛО

ГИ

ИИ

СИ

СТ

ЕМ

ЫМ

АШ

ИН

ОС

ТР

ОЕ

НИ

Я

ВЫП.(5 )4 0

2014

�

1921

ДОНЕ

ЦКИЙНАЦИОНАЛ

ЬНЫЙ ТЕХНИЧЕС

КИЙУНИВЕРСИТЕТ

ДОНЕЦКИЙ

НАЦИОНАЛЬНЫЙ

ТЕХНИЧЕСКИЙ

УНИВЕРСИТЕТ

ISSN 2073-3216

МІНІСТЕРСТВО ОСВІТИ І НАУКИ ДЕРЖАВНИЙ ВИЩИЙ НАВЧАЛЬНИЙ ЗАКЛАД

«ДОНЕЦЬКИЙ НАЦІОНАЛЬНИЙ ТЕХНІЧНИЙ УНІВЕРСИТЕТ»

ПРОГРЕСИВНІ ТЕХНОЛОГІЇ І СИСТЕМИ МАШИНОБУДУВАННЯ

Міжнародний збірник наукових праць

Заснований у листопаді 1994 році

Виходить 4 рази на рік

№4(50)’ 2014

Донецьк – 2014

ISSN 2073-3216

УДК 621.01(06) Публікується відповідно до рішення Вченої Ради Донецького національного технічного університету (протокол № 6 від 20 червня 2014 р.) У міжнародному збірнику наукових праць наведені деякі питання теорії та практики обробки виробів прогресивними методами, показані досягнення та шляхи розвитку технологічного обладнання, оснащення, металорізального інструмента та нанесення спеціальних покриттів на вироби машинобудування. Розглянуті окремі аспекти автоматизації виробничих процесів і надійності технологічного обладнання. Висвітлені сучасні проблеми матеріалознавства у машинобудуванні. В даному збірнику друкуються вчені та провідні фахівці із України, країн близького та далекого зарубіжжя. Призначений для науково-технічних робітників, ІТР і спеціалістів у галузі машинобудування. Засновник та видавець – Донецький національний технічний університет Видається при сприянні Міжнародного союзу машинобудівників

РЕДАКЦІЙНА КОЛЕГІЯ: Мінаєв О.А. (голова, Україна), Михайлов О.М. (заст. голови, Україна), Іщенко О.Л. (секретар, Україна), Бахадіров Г.А. (Узбекистан), Богуславський В.О. (Україна), Бутенко В.І. (Росія), Бухач А. (Польща), Грубка Р.М. (Україна), Гусев В.В. (Україна), Івченко Т.Г. (Україна), Калафатова Л.П. (Україна), Коваленко В.І. (Україна), Кєрєкєш Т. (Румунія), Курбанов Х.К. (Туркменістан), Малишко І.О. (Україна), Медведев В.В. (Україна), Мельникова О.П. (Україна), Муску Г. (Румунія), Навка І.П. (Україна), Новіков М.В. (Україна), Петраков Ю.В. (Україна), Парасків Д. (Румунія), Прутяну О. (Румунія), Родованович М. (Сербія), Сєдуш В.Я. (Україна), Семенченко А.К. (Україна), Скідан І.А. (Україна), Слетіняну Л. (Румунія), Суслов А.Г. (Росія), Тока О. (Молдова), Христафорян С.Ш. (Вірменія), Чернишов Є.О. (Україна), Шевченко Ф.Л. (Україна). Адреса редакційної колегії: Україна, 83001, м. Донецьк, вул. Артема, 58, ДонНТУ, кафедра ТМ. Тел./Факс: +38 062 305-01-04, E-mail: [email protected] http://donntu.edu.ua Збірник зареєстрований в Державному комітеті інформаційної політики, телебачення та радіомовлення України. Свідоцтво: серія КВ № 7381 от 03.06.2003 р. Збірник включено до нового Переліку наукових фахових видань України № 1-05/6 від 16.12.2009 р. (Бюл. ВАК №1, 2010 р.), у яких можуть публікуватися результати дисертаційних робіт на здобуття наукових ступенів доктора і кандидата наук. Автори статей, 2014 ISSN 2073-3216 ДВНЗ «Донецький національний технічний університет», 2014

mailto:[email protected]

http://donntu.edu.ua

ISSN 2073-3216 Прогресивні технології і системи машинобудування № 4(50)’2014

© Азарова Н.В., Сидоров В.А., Цокур В.П.; 2014 3

УДК 621.833 Н.В. Азарова, канд. техн. наук, доцент, В.А. Сидоров, канд. техн. наук, доцент,

В.П. Цокур, канд. техн. наук, доцент Донецкий национальный технический университет, г. Донецк

Тел . /Факс: +38(050)2738779; E-mail: [email protected]

ВИБРАЦИОННЫЕ ИССЛЕДОВАНИЯ ПРОЦЕССА ШЛИФОВАНИЯ ТРУДНООБРАБАТЫВАЕМЫХ МАТЕРИАЛОВ

Определен спектральный состав вибрационного сигнала в режиме холостого

хода, проведено измерение параметров вибрации при плоском шлифовании статически и динамически уравновешенным кругом. Установлено, что шлифование динамически уравновешенным кругом делает процесс обработки более стабильным по сравнению со шлифованием статически уравновешенным кругом. Ключевые слова: шлифование, динамическая балансировка, параметры вибрации, спектр колебаний.

1. Введение При шлифовании труднообрабатываемых материалов алмазными кругами на ме-

таллических связках к оборудованию, на котором устанавливаются эти круги, предъяв-ляются дополнительные требования по обеспечению минимального радиального бие-ния рабочей поверхности круга (РПК). Перед установкой на станок круг, закрепленный на оправке фланцами, балансируют на ножах. Динамическую балансировку круга на рабочей скорости не производят, следствием чего может стать возникновение вибраций, вызванных дисбалансом шлифовального круга, которые могут передаваться шлифо-вальной бабке и заготовке. Вибрация неуравновешенного круга проявляется в виде си-нусоидальных колебаний с частотой вращения шпинделя шлифовального круга, а в спектре колебаний при этом присутствует значительный пик на частоте вращения. По-скольку дисбаланс приводит к увеличению нагрузок, в большей степени проявляются и другие пики на частотах, кратных частоте вращения (гармониках). Установлено [1], что доля погрешности, вносимой неуравновешенностью круга и шпиндельного узла при шлифовании, может достигать 70 % общей погрешности обработки.

Для обеспечения устойчивости процесса шлифования применяются различные методы, одним из которых является поддержание в необходимых пределах параметров рабочей поверхности шлифовального круга за счет электроэрозионного воздействия на РПК [2].

В.А. Кудинов указывает [3], что для круглошлифовальных и плоскошлифовальных станков области устойчивости и неустойчивости, определенные по критерию Найквиста, очень узки, так ширина области «устойчивых» частот 30 1/с или 5 Гц, по детали соответственно 0,5-1,5 Гц. Причем, это справедливо только в начальный период после правки, когда обеспечивается идеально правильная форма круга.

Известен метод формирования рациональной волнистости продольного профиля алмазных кругов [4], который приводит к снижению амплитуды колебаний системы, что позволяет повысить стабильность процесса шлифования и качество поверхностного слоя обработанных деталей.



4

Появление современных спектроанализаторов вибрации, повышение быстродей-ствия и уменьшение габаритов приборов позволяют проводить исследования в произ-водственных условиях, что дает возможность использовать методы виброметрии для определения рациональных режимов обработки, обеспечивающих заданные параметры качества шлифованной поверхности [5, 6].

Целью работы является определение спектрального состава вибрационного сиг-нала на холостом ходу и при плоском шлифовании статически и динамически отбалан-сированным кругом и рассмотрение возможности применения методов виброметрии для обеспечения необходимых параметров качества обработанной поверхности.

2. Основное содержание и результаты работы Исследования проводили на плоскошлифовальном станке модели 3Д711АФ11,

модернизированном для электроэрозионной правки алмазных кругов на металлической связке (рис. 1, а), с установкой статически уравновешенного шлифовального круга 1А1 25076155 АС6 160/125-4-М2-01. Для измерений использовали спектроанализатор вибрации модели 795М (рис. 1, б).

Производили измерения общего уровня вибрации, анализ спектрального состава

вибрационного сигнала, а также фазы первой гармоники вибрационного сигнала.

Рис. 1. Общий вид модернизированного плоскошлифовального станка модели 3Д711АФ11 (а) и анализатора спектра вибрации модели 795М (б)

а

б


5

Первый этап - проведено измерение общего уровня вибрации по частотным диапазонам и определён спектральный состав вибрационного сигнала на режиме холостого хода. Расположение точек измерения показано на рисунке 2.

Результаты измерения общего уровня вибрации по частотным диапазонам приведены в таблице 1.

Таблица 1. Результаты измерения общего уровня вибрации по частотным диапазонам

Точка измерения

Виброперемещение, мкм

Виброскорость, мм/с

Виброускорение, м/с2

Частотный диапазон, Гц

1 1,66/3,98 2…400 1 0,85 0,206 1,45/2,7 10…1000 1 1,0/2,07 10…4000

Анализ полученных результатов показывает, что при частоте вращения

шлифовального круга 2232 об/мин наиболее информативным является частотный диапазон 10…1000 Гц. Это подтверждается спектральным составом вибрационного сигнала, представленным на рисунке 3. Увеличение толщины заготовки с 15 мм до 100 мм не приводит к существенным изменениям значений вибрационных параметров.

Второй этап – проведено измерение фазы вибрационного сигнала в режиме холостого хода. Результаты измерения фазы вибрационного сигнала на оборотной частоте в режиме холостого хода приведены в таблице 2.

Таблица 2. Результаты измерения фазы в режиме холостого хода


Виброскорость, мм/с в полосе

Виброскорость, мм/с в линии

Фаза сигнала Примечание

1 0,189 0,143 1700 2 0,134 0,104 250 толщина заготовки 15 мм 2 0,129 0,099 190 толщина заготовки 100 мм

Рис. 2. Расположение точек измерения вибрации

Точка 2 – Заготовка вертикальное направление

Точка 1 – Шлифовальная бабка вертикальное направление


6

Анализ полученных результатов показывает, что изменение толщины заготовки приводит к изменению фазы оборотной составляющей виброскорости. В режиме холостого хода разница фаз колебаний на шлифовальной бабке и на заготовке достигает 150?.

Третий этап – проведена динамическая балансировка шлифовального круга. Результаты уравновешивания приведены в таблице 3.

Таблица 3. Результаты динамической балансировки шлифовального круга


Виброскорость, мм/с в полосе

Виброскорость, мм/с в линии Фаза сигнала Примечание

1 0,2284 0,145 470 1 0,2291 0,1465 460 1 0,124 0,0256 1590 1360 19,4 г 1 0,127 0,0256 1460 1360 19,4 г

Первую гармонику оборотной частоты - составляющую от дисбаланса шлифо-

вального круга удалось уменьшить в 6…7 раз, что привело к снижению общего уровня виброскорости в 1,8 раз. Значительно изменилась спектральная картина, представлен-ная на рисунке 4. Исчезли амплитуды гармоник оборотной частоты, появилось большое количество составляющих кинематического движения элементов станка с малой ампли-тудой. Амплитуда составляющей на частоте 840 Гц осталась неизменной.

Рис. 3. Спектрограммы вибрационного сигнала в точке 1 в режиме холостого хода

Виброускорение 2…400 Гц Виброускорение 10…1000 Гц

Виброускорение 10…4000 Гц Виброскорость 10…1000 Гц


7

Четвёртый этап – измерение параметров вибрации в точке 1 при шлифовании статически и динамически уравновешенным кругом. Режимы обработки: скорость кру-га vк = 30 м/с, скорость стола vст = 1 м/мин, глубина шлифования t = 0,020 мм. Обраба-тываемый материал − сталь Р6М5Ф3.

Результаты измерений приведены в таблице 4.

Таблица 4. Результаты измерения вибрации при шлифовании круга Точка измере-

ния Виброскорость, мм/с в полосе

Виброскорость, мм/с в линии Фаза сигнала Примечание

Шлифование статически уравновешенным кругом 1 0,3301 0,1253 350 1 0,3056 0,1209 480 1 0,2648 0,128 180

Шлифование динамически уравновешенным кругом 1 0,1466 0,0341 1510 1360 19,4 г 1 0,1436 0,0327 1390 1360 19,4 г 1 0,1399 0,0356 1470 1360 19,4 г Шлифование статически уравновешенным кругом приводит к увеличению обще-

го уровня виброскорости в 1,14…1,44 раза. Фаза меняется до 300. Шлифование дина-мически уравновешенным кругом приводит к возрастанию общего уровня виброскоро-сти в 1,12…1,17 раза. Фаза меняется до 120. Можно утверждать, что процесс шлифова-ния становится более стабильным. Спектральная картина виброскорости в точке 1 при шлифовании статически и динамически уравновешенного круга показана на рисунке 5. При шлифовании статически уравновешенного круга преобладают первая, вторая и третья гармоники оборотной частоты, имеющие наибольшее влияние на значения пара-метров шероховатости обрабатываемой поверхности. После динамического уравнове-шивания низшие гармоники имеют малую амплитуду, влияние частоты 840 Гц на каче-ство поверхности предполагается незначительным.

Виброскорость 10…1000 Гц до балансировки

Виброскорость 10…1000 Гц после балансировки

Рис. 4. Изменение спектральной картины виброскорости в точке 1 после динамического уравновешивания шлифовального круга


8

Наличие данных о спектральном составе вибрационного сигнала при шлифовании и на холостом ходу после математической обработки позволило получить вибрационную картину шлифования статически и динамически уравновешенным кру-гом (рис. 6).

Шлифование статически уравновешенным кругом приводит к появлению 2-й и 3-й гармоник оборотной частоты и к большим в 10 раз амплитудным значениям составляющих. Необходимо отметить изменение фазы и частоты вращения круга в процессе шлифования, чем объясняется появление пиков на частоте 840 Гц при шлифовании динамически уравновешенным кругом.

3. Заключение Выполненные исследования позволяют сделать следующие выводы. 1. Фазы вибрационного сигнала на шлифовальной бабке плоскошлифовального

станка и на заготовке имеют различия на уровне 1200, что является одной из причин возникновения волнистости и шероховатости обрабатываемой поверхности.

2. Уравновешивание шлифовального круга в динамическом режиме позволяет снизить общий уровень вибрации в 1,8 раза, а составляющую от дисбаланса в 6-7 раз.

Виброскорость 10…1000 Гц статически уравновешенный круг

Виброскорость 10…1000 Гц динамически уравновешенный круг

Рис. 5. Спектральная картина виброскорости в точке 1 при шлифовании статически и динамически уравновешенным кругом

Рис. 6. Спектральная картина процесса шлифования статически и динамически уравновешенным кругом

Виброскорость 10…1000 Гц статически уравновешенный круг

Виброскорость 10…1000 Гц динамически уравновешенный круг


9

3. Шлифование динамически уравновешенным кругом делает процесс обработки более стабильным по сравнению со шлифованием статически уравновешенным кругом, на что указывает полученная спектральная картина шлифования.

4. Направление дальнейших исследований связано с определением зависимости между уровнем вибрации и параметрами шероховатости и волнистости обработанной поверхности. Это позволит разработать методику определения режимов плоского шлифования, обеспечивающих заданные параметры шероховатости и волнистости, с учетом возникающих при обработке колебаний шлифовального круга и заготовки.

Список литературы: 1. Свирщев В.И. Об одном из путей динамической стабилизации процесса шли-

фования / В.И. Свирщев, Л.Ю. Ковалев, В.А. Гордеев // Совершенствование процессов в абразивно-алмазной и упрочняющей обработке в машиностроении: Межвуз. сб. научн. трудов. – Пермь, 1988. – С. 121-124.

2. Матюха П.Г. Якість обробленої поверхні та продуктивність шліфування вана-дієвих інструментальних сталей: монографія / П.Г. Матюха, Н.В. Азарова, В.П. Цокур, В.В. Габітов. – Донецьк: Вид-во «Ноулідж», 2014. – 164 с.

3. Кудинов В.А. Динамика станков / В.А. Кудинов. – М.: Машиностроение, 1967. – 359 с.

4. Доброскок В.Л. Регулирование вибраций при шлифовании труднообрабаты-ваемых материалов путем формирования рационального продольного профиля рабочей поверхности кругов / В.Л. Доброскок, А.Н. Шпилька // Вісник СевНТУ: зб. наук. пр. Серія: Машиноприладобудування та транспорт.– Вип. 139/2013. – Севастополь, 2013. – С. 76-78.

5. Сидоров В.А. Вибродиагностика бесцентровых токарных станков / В.А. Сидо-ров, А.Л. Нестеров // Международный информационно-технический журнал «Оборудо-вание и инструмент для профессионалов, серия Металлообработка», №2 (134) 2011. - С. 70 – 74.

6. Молчанов А.Д. Практическая виброметрия металлорежущих станков / А.Д. Молчанов, В.А. Сидоров // Наукові праці Донецького національного технічного універ-ситету. Серія: Машинобудування і машинознавство. - № 1(11)’2014. – Донецьк, 2014. – С. 165-172.

Надійшла до редакції 01.12.2014.

N.V. Azarova, V.A. Sidorov, V.P. Tsokur VIBRATIONAL RESEARCH THE GRINDING PROCESS OF HARD MACHINING MATERIALS The spectral composition of the vibration signal at idling speed, measured the vibration parameters at flat grinding statically and dynamically balanced wheel. Found that grinding dynamically balanced range makes the processing more stable compared to statically balanced grinding wheel. Keywords: grinding, dynamic balancing, vibration parameters, spectrum of oscillations. Н.В. Азарова, В.А. Сидоров, В.П. Цокур ВІБРАЦІЙНІ ДОСЛІДЖЕННЯ ПРОЦЕСУ ШЛІФУВАННЯ ВАЖКООБРОБЛЮВАНИХ МТЕРІАЛІВ Визначено спектральний склад вібраційного сигналу в режимі холостого ходу, проведено вимі-рювання параметрів вібрації при плоскому шліфуванні статично і динамічно врівноваженим кругом. Встановлено, що шліфування динамічно врівноваженим кругом робить процес обробки більш стабіль-ним в порівнянні зі шліфуванням статично врівноваженим кругом. Ключові слова: шліфування, динамічне балансування, параметри вібрації, спектр коливань.


© Акопян М.Г; 2014 10

УДК 621.9.048.4- 621.9.048.6 М.Г. Акопян, канд. техн.наук, асист.

Национальный политехнический университет Армении (Гюмрийский филиал), Армения

[email protected]

ВЛИЯНИЕ ВЯЗКОСТИ РАБОЧЕЙ СРЕДЫ НА ЭФФЕКТИВНОСТЬ УДАЛЕНИЕ ПРОДУКТОВ ЭРОЗИИ ПРИ ЭЛЕКТРОЭРОЗИОННОЙ ОБРАБОТКИ

В статье представлена зависимость течения рабочей среды в

межэлектродном промежутке при электроэрозионнаой обработки на производственные показатели процесса. В частности показана возможность расчета значения течения рабочей среды в процессе электроэрозионной обработке. Интенсивностью течения обусловлены, эффективность охлаждения и удаления продуктов эрозии из зоны обработки, и как следствие погрешности формообразования качества поверхности и производительность. Значение течения зависит от вязкости рабочей среды и перепада давления, следуя из представленной модели. Ключевые слова: электроэрозионная обработка, вязкость, течение, математическая модель.

1. Введение Все физические процессы, сопутствующие электроэрозионной обработке (ЭЭО),

протекают в межэлектродном промежутке (МЭП), заполненном рабочей средой (диэлектриком), которая непрерывно прокачивается под достаточно высоким давлением и оказывает влияние на все стадии электроэрозионного процесса. Рабочая среда, ее свойства, течение играют важную роль на всех стадиях ЭЭО [1]. Рабочая среда одновременно осуществляет и охлаждение рабочей зоны, и удаляет продукты эрозии с зоны обработки, следовательно, ее вязкость и теплопроводность имеют существенное влияние на технологию ЭЭО. В предыдущих работах представлены результаты получения рабочих сред с промежуточными физическими и электрическими свойствами [2,3]. В данной работе представлено как конкретно вязкость рабочей среды повлияет на течение среды, следовательно, и эффективность удаления продуктов эрозии из МЭП, одновременно, уменьшая или исключая погрешности формообразования.

При формировании пробоя МЭП диэлектрической среды определяет время формирования токопроводящих частиц в «мостик», по которому происходит пробой рабочей среды. На время и путь формирования мостика так же влияют диэлектрическая проницаемость и вязкость рабочей среды [1,4]. Жидкости оказывают сопротивление относительному движению (сдвигу) ее частиц, этим и обусловлена вязкость среды. Силы внутреннего трения, проявляются только при движении жидкости благодаря наличию сил сцепления между ее молекулами.

ЭЭО является сложным физическим процессом, и вследствие сложности внедрения измерительных приборов непосредственно в зону обработки ее экспериментальное исследование затруднено. Однако процесс ЭЭО можно представить в виде совокупности отдельных процессов, протекание которых подчиняется



11

известным физическим законам, каждый из которых можно описать с помощью математических моделей [5].

С увеличением вязкости рабочей среды степень захвата продуктов эрозии увеличивается и процесс удаления их улучшается. Однако, если межэлектродный зазор мал, то движение вязкой рабочей среды затруднено, и процесс удаления ухудшается. Следовательно, выбор рабочей среды для ЭЭО должен производиться основательно и с учетом всех требуемых критериев [1]. Наиболее распространенные рабочие жидкости являются вода и углеводородные среды. В предыдущих работах представлены результаты получения соответствующих эмульсионных рабочих сред с требуемыми промежуточными свойствами, и для каждого вида обработки применяют оптимальные рабочие жидкости [6,7]. При электроэрозионном процессе с малой энергией импульса высокую производительность обработки обеспечивает дистиллированная и техническая вода, керосин; при грубых режимах на электроимпульсном режиме применяют тяжелые фракции нефти с высокой температурой вспышки. При прошивании глубоких отверстий основной задачей является поддержание процесса и его интенсификация при значительном внедрении электрода-инструмента в заготовку, когда условия эвакуации продуктов обработки из МЭП затруднены, т.к. каналы обработки являются узкими щелями. Режимы течения и теплопереноса рабочей жидкости в этих каналах существенно отличаются от процессов, протекающих в каналах большого размера. В связи с небольшими размерами щели, одним из важнейших факторов, оказывающих решающее влияние на процессы ЭЭО, теплопереноса, становится микрогеометрия поверхности канала и интенсивность течения рабочей среды в МЭП и ее вязкость.

2. Задача исследования При прошивании отверстия частицы продуктов эрозии, двигаясь между уже

обработанной поверхностью детали и образующей поверхностью электрода-инструмента, вызывают дополнительные электрические разряды, что ведет к возникновению конусности.

Для решения данной проблемы используют прокачку или отсос рабочей жидкости, а также станки с автоматическим выводом электрода-инструмента (релаксацией) из отверстия для очистки его от продуктов эрозии. Схема принудительной прокачки рабочей среды в процессе прошивки глубоких щелей существенно отличается от схемы ее прокачки при проволочной резке. При прошивке, если обрабатываемая деталь находится в танке с жидкостью, то давление может составить до 8 атмосфер, а в проливных моделях станков – до 4-6 атмосфер.

В случае использования принудительной прокачки рабочей жидкости, всем частицам продуктов эрозии придается импульс, направление которого совпадает с направлением прокачки. Однако и при прошивке и проволочной резке общим является то, что как для первого случая, так и для второго размер МЭП, по сравнению с обрабатываемыми поверхностями, значительно меньше, что следует учесть построении модели течения рабочей среды.

Влияние скорости потока рабочей среды в МЭП на точность формообразования при ЭЭО была подтверждена экспериментально. В качестве изменяемого параметра использовалась скорость V потока рабочей среды в МЭП при постоянных значениях напряжения U, подаваемого на электроды.


12

Скорость потока, помимо принудительно подаваемого импульса, зависит от вязкости рабочей среды (которая преимущественно является функцией от

температуры канала) геометрии и микрогеометрии канала.

Вязкость рабочей среды имеет особое значение на стадии удаления продуктов эрозии и продуктов распада из зоны разряда. С увеличением вязкости степень захвата продуктов эрозии увеличивается, улучшая процесс их удаления. Однако при малом МЭП движение вязкой рабочей среды будет затруднено и процесс удаления ухудшится, приведя к дефектам заготовки вследствие возникновения дуговых разрядов. На чистовых режимах (Rz = 80 мкм) следует использовать рабочие среды малой вязкости не выше (1,8-3)х10-6 м2/с, так как межэлектродный зазор мал, на черновых режимах эффективны среды, имеющие кинематическую вязкость (5-6) 10-6 м2/с. Кинематическая вязкость среды измеряется при температуре 20 °С.

Неравномерность поверхности и изменения ее геометрии и микрогеометрии приведут к неравномерности потока в канале, вследствие, перепадов давления рабочей среды в ней, а шероховатость песчинок является основным параметром, определяющим трение при ламинарном и турбулентном течении. Для упрощения расчета канал в инструменте принимался бесконечно узким.

Как известно погрешность формообразования вычисляется по формуле:

,

где - количество фактически удаленного материала со стенок прошиваемого отверстия; - номинальное (расчетное) количество материала, которое должно быть удалено со стенок прошиваемого отверстия, a , где h -высота прошиваемого отверстия; - расчетная величина пробивного зазора.

3. Математическая модель расчетов В основе математического моделирования течения сплошной рабочей среды в

МЭП лежит дискретная математическая модель канала с заданной поверхностями и его стенок, где высоты неровностей и задаются в виде расстояния от неровности до средней плоскости. Высота средней плоскости вычисляется как среднее арифметическое высот неровностей, и представляются согласно ГОСТ 2789-73 как расстояние от средней линии профиля до неровности. Значения и могут быть получены и для реальных поверхностей и искусственным моделированием.

Средний зазор между поверхностями H принимается как расстояние между средними плоскостями неровностей. Координаты стенок канала в выбранной системе отсчета, и текущий зазор вычисляются как:


13

Как известно гидродинамика макроскопически описывается уравнением Навье-Стокса [5]. Оно показывает, каким будет давление, плотность и скорость жидкости в каждой точке пространства в каждый момент времени — в зависимости от начальных и граничных условий и параметров среды, где скорость потока зависит от разности давлений и вязкости. Как уже отмечали, размер зазора между поверхностями канала безгранично мал, по сравнению с ее шириной и длиной, следовательно, можем рассматривать канал в виде двух безграничных параллельных плоскостей, которые расположены на малом расстоянии, и течение несжимаемой жидкости постоянной вязкости в этом случае описывается полной системой уравнений Навье-Стокса:

, (1)

где - поле давлений; - поле скоростей; - коэффициент кинематической вязкости; - коэффициент динамической вязкости; - плотность.

Течение сплошной среды происходит в плоскостях, параллельных границам потока, следовательно скорость . Для линеаризации уравнений ускорения не учитываются. При стационарном течении система уравнений имеет вид:

, (2)

Учитывая, что рабочая среда имеет определенную вязкость (на поверхности

канала будет наблюдаться прилипание), граничные условия компонентов скорости следующими:

= , если = = (3)


14

Давление является функцией от a производная по от обеих частей первого уравнения системы, по – от второго уравнения той же системы и, сложив результаты, получим уравнение Лапласа для определения :

, (4)

Из уравнений (2) и граничных условий (3), и соотношения (4) можно убедиться:

(5)

Из уравнений (2) можно получить:

Учитывая соотношение (5):

Интегрируя, получается уравнение для стационарного течения рабочей среды в МЭП, обусловленным разностью давлений:

Граничными условиями являются перепады давления . Следовательно, представленная модель учитывает разность давления и вязкость

рабочей среды. Конкретно численное решение данной системы уравнений осуществляется методом конечных элементов.

4. Основные результаты работы Приведенная математическая модель позволяет рассчитать скорость течения -

имея в качестве граничных условий перепады давлений и вязкость рабочей среды. Следовательно, выбирая, или вырабатывая рабочие среды с определенной вязкостью можно рассчитать скорость течения, которая будет в МЭП. Нами был разработан план экспериментов, на основе которых было получены следующие результаты вязкости


15

водно-углеводородных эмульсий полученных при различных режимах ультразвукового эмульгирования. Для совмещения положительных свойств каждых из двух жидкостей были получены масловодяные эмульсии разных концентраций компонентов. Эмульгирование проводилось методом ультразвукового эмульгирования воды и керосина с добавлением эмульгатора-кастрового масла. Незначительное количество касторового масла (примерно 10%) в составе межэлектродной среды существенного влияния не будет иметь на ее технологические свойства. И вода, и керосин в отдельности являются межэлектродными рабочими средами для электроэрозионной обработки и их свойства и характеристики детально исследованы. Приведем краткое описание нового ингредиента полученной эмульсии. Касторовое масло имеет следую щие характеристики: высокое содержание рицинолевой кислоты (не менее 80%) определяет свойства касторового масла: повышенную кинематическую вязкость (при 500С более 110х10-6 м2/с) и плотность (при 150С 950...974 кг/м3), в отличие от остальных растительные жирных масел – хорошую растворимость в спирте и плохую в бензине[X]. Из-за незначительной разности плотностей касторового масла и воды они седиментационно (кинетически) устойчивы. Касторовое масло отличается очень низкой коррозийной активностью к материалам электрод-инструмента и обрабатываемой заготовки, экологичностью. Ультразвуковое эмульгирование воды, керосина и касторового масла (в качестве эмульгатора) позволяет получить высокодисперсные, практически однородные и химически чистые эмульсии.

Соотношение пропорций, при котором формируется эмульсия с оптимальными свойствами, которая может использоваться как межэлектродная рабочая среда при электроэрозионной обработке - 45 % вода, 45 % керосин, 10 % касторовое масло [2].

Однако в эмульсии коалесценция носит самопроизвольный характер и сопровождается укрупнением капель эмульсии и уменьшением свободной энергии системы. В жидкой дисперсионной межэлектродной среде коалесценцию часто предшествует коагуляция. В процессе коагуляции происходит слипание частиц коллоидной системы при их столкновениях в ходе броуновского движения, перемешивания или направленного перемещения (при подаче эмульсии в межэлектродное пространство эрозионной обработки) во внешнем силовом поле. При коагуляции в эмульсии образуются более крупные (вторичные) частицы, состоящие из скопления более мелких (первичных). В таких скоплениях первичные частицы соединены силами межмолекулярного взаимодействия непосредственно или через прослойку окружающей (дисперсионной) среды. Процесс коагуляции эмульсии сопровождается непрерывным укрупнением частиц и уменьшением их числа в объеме дисперсионной жидкой среды. При этом прогрессирующей скоростью происходит увеличение размера и массы агрегатов. Установлена зависимость вязкости формируемой эмульсии от продолжительности ультразвуковых колебаний (рис. 1). Имея данным требуемую вязкость, можно будет подобрать соответствующие режимы эмульгирования, для ее обеспечения. Амплитуда ультразвука была 36 мкм.


16

Рис. 1. Зависимость вязкости эмульсий от продолжительности УЗК Эксперименты показали, что вязкость изготовленной эмульсии существенно

выше вязкостей основных компонентов. С повышением температуры эмульсии снижается вязкость системы,

увеличиваются подвижность дисперсной фазы и количество соударений дисперсных частиц среды. В зависимости от прочности двойного электрического слоя и знака заряда на его поверхности увеличение интенсивности соударений может привести к быстрому расслоению эмульсий или может послужить дополнительным фактором перемешивания и увеличения устойчивости эмульсий.

5. Заключение Исходя из приведенной модели, и проведенных экспериментов и данных на их

основе можно рассчитать для какого значения скорости течения, среду, с какой вязкости следует выбрать, или получить. Следовательно, какие режимы ультразвукового эмульгирования следует выбрать для получения среды с требуемой вязкостью для последующего применения при ЭЭО с целью получения требуемой скорости течения рабочей среды в МЭП.

Список литературы: 1. Артамонов Б.А. и др. Электрофизические и электрохимические методы

обработки материалов. Том 1. (Обработка материалов с применением инструмента) - М.: Высш. школа, 1983.-247 с.


17

2. Акопян М.Г., Христафорян С.Ш., Акопян Г.Г. Разработка водно–углеводородных сред для электроэрозионной обработки // Международный сб. науч. тр. “Прогрессивные технологии и системы машиностроения”.- Донецк, 2008.- Вып. 35.- С. 17-21.

3. Акопян М.Г. Ультразвуковой метод подготовки специальных сред для электроэрозионной обработки // Вестник – 75 ГИУА (Политехник): Сб. научных и методических статей.- Ереван, 2008.-Ч.1.- С. 234 -236.

4. Акопян М.Г. О возможности повышения устойчивости эмульсий и их использования при электроэрозионной обработке // Сборник материалов Международной научно-технической конференции молодых ученых, аспирантов и студентов “Прогрессивные направления развития машино-приборостроительных отраслей и транспорта - 2008”.- Севастополь, 2008. –Т. 1.- С. 108-109.

5. Деги Д.В., Старченко А.В. Численное решение уравнений Навье - Стокса на компьютерах с параллельной архитектурой // Вестник Томского государственного университета. Математика и механика. 2012. № 2. C. 88-98.

6. Акопян М.Г. Повышение эффективности электроэрозионной обработки применением ультразвука. Автореф. дис. … канд. техн. наук.-Ереван, 2014.-22с.

7. Акопян М.Г., Мурадян А.Г. О возможности управления дисперсностью эмульсий, полученных при помощи ультразвуковых колебаний //Вестник ГИУА (Политехник): Сб. научных и методических статей. - Ереван, 2010. - Т.2, № 1. - С. 105-107.

Надійшла до редколегії 02.12.2014.

M.G. Hakobyan INFLUENCE OF VISCOSITY OF THE MEDIUM ON THE EFFICIENCY REMOVAL OF PRODUCTS OF EROSION DURING ELECTRICAL DISCHARGE MACHINING

The article shows the dependence of the current working environment in the electrode gap with electrical discharge treatment on production performance of the process. In particular the possibility of calculating the values of the current operating environment in the process of electrical discharge machining. Intensity due to flow, and the cooling efficiency of the removal of erosion products from the processing zone, and forming an error as a result of surface quality and productivity. The value depends on the viscosity of the flow fluid and the pressure differential resulting from the present model. Keywords: electro-discharge machining, viscosity, flow, mathematical model.

М.Г. Акопян ВПЛИВ В'ЯЗКОСТІ РОБОЧОЇ СЕРЕДОВИЩА НА ЕФЕКТИВНІСТЬ ВИДАЛЕННЯ ПРОДУКТІВ ЕРОЗІЇ ПРИ ЕЛЕКТРОЕРОЗІЙНОЇ ОБРОБКИ

У статті представлена залежність перебігу робочого середовища в міжелектродному проміжку при електроерозіоннаой обробки на виробничі показники процесу. Зокрема показана можливість розрахунку значення течії робочого середовища в процесі електроерозійної обробці. Інтенсивністю течії обумовлені, ефективність охолодження і видалення продуктів ерозії із зони обробки, і як наслідок похибки формоутворення якості поверхні і продуктивність. Значення течії залежить від в'язкості робочого середовища і перепаду тиску, слідуючи з представленої моделі. Ключові слова: електроерозійна обробка, в'язкість, протягом, математична модель.


© Аршакян А.Л.; 2014 18

УДК 621.96 А.Л. Аршакян, канд. техн. наук, доцент,

Национальный политехнический университет Армении, Армения, Тел./Факс 010 235465; Е-mail: [email protected].

УЛЬТРАЗВУКОВАЯ ТЕХНОЛОГИЯ ФОРМИРОВАНИЯ СПЕЦИАЛЬНЫХ

СТРУКТУР НА ХОНИНГОВАННЫХ ПОВЕРХНОСТЯХ

Рассматриваются теоретические и технологические аспекты разработки технологии изготовления поверхностей пары трения с повышенными показателями трибологических характеристик, в частности возможности улучшения условий проникновения в контакт смазывающих веществ без ущерба точностных характеристик и качества поверхностей деталей пары трения. Ключевые слова: ультразвук, лезвийное резание, обкатка, рельеф поверхности.

1. Введение Развитие современной техники требует повышения точности подвижных соеди-

нений, приводящего к неизбежному повышению качества обработанных сопрягаемых поверхностей. При этом точность достигается при соответствующих допусках на посадку, что приводит к сложным задачам, связанным с необходимостью изготовления поверхностей малой шероховатости. Это возможно применением современных техно-логий суперфиниша, хонингования и размерной полировки. С одной стороны эти усло-вия приводят к снижению возможности обеспечения смазки поверхностей, а с другой к повышению уровня атомарного взаимодействия поверхностей, приводящего к возник-новению очагов адгезионного схватывания, вызывающего быстрый износ поверхнос-тей. Поэтому снижаются долговечность и надежность подвижного соединения, а с ней и всей техники. Изготовление подвижного соединения высокого качества обходится до-рого. Современные смазывающие вещества эффективны, но их в подвижное соединение надо привести, что не всегда успешно осуществляется ввиду их высокой вязкости. Мало вязкие смазки на поверхности трудно удерживаются, стекают и легко выдавливаются, т. е. задача сводится к разработке технологий, позволяющих возможность формирования на обработанной поверхности специального трибтехнического рельефа без ущерба требованиям по точности соединения, т.е. подвижности посадки. Показателен пример сочленения цилиндр - кольцо двигателя внутреннего сгорания (ДВС).

В этом направлении проведены исследования и получены некоторые результаты. Так, после операций хонингования цилиндра ДВС и последующего микрополирования достигается уровень шероховатости поверхности, который удовлетворяет требованиям по посадке. Затем различными технологиями на ней создается специальный рельеф. При этом предпочтение отдается лазерным технологиям и обкатке, имеющие свои недостатки, в первую очередь, по производительности. Множество микрофотографий поверхностей, обработанных ультразвуковым (УЗ) резанем в ГИУА, явились основой для проведения в рамках исследований по разработке технологии структурирования специальных триботухнических структур на обработанной поверхности. По программе исследований предусматривалось изучить процесс УЗ резания и получить поверхности, которые, после тонкой абразивной обработки и хонингования, сохранят структуру лез-вийной обработки с лучшими свойствами удерживать смазку. Актуальность задачи не вызывает сомнений, и для машиностроительной науки поиск новых технологических

mailto:[email protected].


19

решений формирования специальных трибологических структур на поверхностях деталей высокой точности является необходимым.

2. Основное содержание и результаты исследования Основные пункты исследований проведенных в базовой лаборатории “МТ” НПУА:

формирование триботехнических стуктур на поверхностях лезвийным резанием (рис.1);

ап

б)

Рис. 1. Схемы контакта цилиндра с триботехническим рельефом и поршневого кольца, имеющего бочкообразность, позволяющую за счет кавитационных явлений вы-давливать смазку в зону контакта

- выявление возможности сохранения на поверхностях трения трибологических структур, полученных лезвийным резанием, после последующих технологических опе-раций тонкого шлифования и хонингования;

- выявление предпосылок для разработки новой технологии формирования триболо-гических структур на обработанных поверхностях пары трения.

Согласно программе исследования, были проведены теоретические исследования и разработана методика экспериментов, проведен анализ взаимодействия колеблющегося крутильно с УЗ частотой резца и обрабатываемой поверхности при проведении опера-ции растачивания. Рассмотрим пример расчета рабочих углов режущего клина с учетом расположения вершины клина относительно оси заготовки, скорости и подачи резания.

Примем, что режущий клин, имеющий углы , установлен выше оси рас-тачиваемого отверстия на величину , т.е. ось крутильных колебаний выше оси де-

Улучшение гидродинамического состояния смазки

поршневое кольцо

Пояс цилиндра ДВС

Удерживающая структура

Микрокавитационная полость для смазки

Обобщенная структура пояса

Скорость скольжения смазка

N

поршневое кольцо

Пояс цилиндра ДВС

Скорость скольжения

Давление на поршневое кольцо

смазка

Удерживающая структура

Микрокавитационная полость для смазки

Обобщенная структура пояса


20

тали на величину (рис. 2а). Тогда передний и задние углы будут отличаться от углов заточки. Воспользуемся принципами ортогонального проектирования [1] и опре-делим угол корректировки Величина не постоянна, так как истинная величина вектора состоит из трех составляющих: - вектор скорости вращательного движения ; (1) - вектор скорости подачи режущего клина ; (2) - вектор скорости УЗК режущего клина = , (3) где радиус-вектор обрабатываемой поверхности [мм]; радиус-вектор колеба-тельного движения; n – число оборотов детали , S – подача режущего клина;

соответственно амплитуда и частота УЗК режущего клина , . Для облегчения восприятия и представления в планах скоростей, не показаны ли-

нии построений и не учтены масштабы проекций скоростей иначе схема усложнилась. Используя диапазоны изменения рабочих углов, имеем . (4)

Рис. 2. План скоростей, когда ось колебательных движений в первой четверти по-перечного сечения обрабатываемой поверхности

На основе (рис. 2. б, г) и зависимостей (2.1) – (2.3) имеем


21

, (5)

(6)

(7)

Радиус-вектор колебательного движения угол отклонения от горизонтальной плоскости и угол отклонения от УЗК будут

, , (8,9) . (10)

Следовательно, имеем

. (11)

(12,13) (14)

. Угол определим из условия которое равно

= .

На основе этих зависимостей преобразуем (4), тогда

Но приведенная на рис. 3. схема не привлекательна, т. к. последняя зависимость с

учетом, что отношение для исследуемого диапазона режимов резания должна быть определенной величиной, то уменьшит передний угол и увеличит задний угол режущего клина. С другой стороны, из зависимости видно, что с снижением снизится величина и, следовательно, Это приведет к тому, что отмеченный отрицательный эффект снизится и при определенных значениях станет малым, или приведет к обратному эффекту - увеличению переднего угла клина. Такого эффекта возможно трудно будет достигнуть исходя из конструктивных соображений.


22

Для представления возможного варианта были рассмотрены случаи, когда ось колеба-тельных движений находится в оставшихся трех четвертях сечения (рис. 4).

Проведем анализ возможных вариантов, в том числе растачивание с УЗК по оси де-тали, растачивание с радиально направленными УЗК, растачивание с радиальными и крутильными УЗК. На основе кинематики взаимодействия клина и материала, при на-ложении УЗК, опуская математическое описание, можно сделать заключение: - с позиций увеличения угла для режущего клина с положительным углом λ, при прочих равных условиях, целесообразно применить схему на рис. 4а, а для режущего

клина с углом λ – иную схему; - установление резца ниже оси враще-ния детали целесообразнее, чем уста-новление выше отмеченной оси; - изменение рабочих углов режущего клина ограничено и конструктивными соображениями и обеспечением усло-вия отсутствия затирания по фаске из-носа его задней грани; - при возбуждении крутильных УЗК вектор скорости УЗК меняется по ве-личине, и по направлению, отклоняясь от тангенциального направления на угол .

Подтверждается рост эффектив-ности процесса растачивания, повы-шение качества поверхности,

улучшениe динамических показателей процесса резания при наложении на нее кру-тильных УЗК.

В случае наложения на процесс растачивания осевых УЗК сделаны выводы: - в отличиe от крутильных колебаний режущего клина при осевых его УЗК вектор ко-лебательных движений всегда параллелен оси обрабатываемой поверхности, при этом отсутствует переменная прижимающая сила, и изменению подвергаются только две со-ставляющие коэффициента трения; - для режущего клина и при положительном, и при отрицательном углах наклона лез-вия клина , с позиций увеличения угла , установка режущего клина относительно оси вращения детали ниже, при прочих равных условиях, предпочтительнее, чем уста-новка его выше оси вращения или на оси вращения; - при осевых УЗК влияние вибраций на изменение рабочих углов режущего клина про-является проще, чем при наложении крутильных УЗК; - при переходе от крутильных УЗК к осевым проблема затирания задней грани с обра-ботанной поверхностью не изменяется.

При наложения на процесс растачивания крутильно-осевых УЗК сделаны выводы: - вектор скорости УЗК переменен в точке режущего лезвия клина по направлению и величине в трехмерном пространстве. При отсутствия осевой составляющей простран-ственные изменения происходят в плоскости, перпендикулярной плоскости вращатель-ной составляющей УЗК. В случае отсутствия крутильной составляющей пространст-венные изменения одинаково направлены в направлении осевых УЗК;

Рис. 4. Варианты расположения оси коле-баний в координатах отверстия


23

- расположение режущего клина ниже оси вращения детали, с позиций увеличения уг-ла предпочтительнее; - в зависимости от величин векторов скорости крутильного движения и скорости реза-ния возможны условия, когда передняя грань клина отрываеться от корня стружки, что, с одной стороны положительно, т.к. улучшается проникновения СОЖ в зоны контактов клина; с другой стороны непрерывный процесс резания преобразуется в прерывистый, что будет воздействовать на процесс резания отрицательно. Отметим, что при правиль-ной оценке скоростей можно будет обеспечить такие условия, чтобы отрыв клина от стружки происходил при условиях, когда последующий удар при врезании был по воз-можности мягким и безболезненным, но достаточным, чтобы возникаюшее при этом реальное снижение давления способствовало всасыванию смазывающей среды в зону последующего контакта.

Были проведены экспериментальные исследования по выявлению степени воздей-ствия УЗК на формирование рельефа обработанной поверхности при наружном точе-нии гаммы материалов: стали марки сталь 45 (рис.5), ШХ15, 12Х18Н9Т; титановые сплавы ВТ5, ВТ10, ОТ-4; латунь ЛС59 и бронза БРАЖ.

Рис. 5. Обрабатываемый материал – сталь 45, частота УЗК f = 22 кГц

Рис. 6. Обработанные методом УЗ резания поверхности (слева) и те же поверхности после тонкого шлифования и хонингования

Отметим, что рельеф различной конфигурации можно получить УЗ резания, но его нужно в дальнейшем обработать так, чтобы полученная поверхность имела достаточ-ную несущую способность с позиций трения, что и было осуществлено технологией прецизионного шлифования и суперфиниша. Полученные поверхности в какой-то мере удовлетворяли предъявляемым требованиям (рис. 6), но ввиду того, что на отмеченные


24

технологии необходим определенный допуск на обработку, то пригодными оказались лишь поверхности, полученные с применением высоких амплитуд УЗК выше 6…8 мкм, но ввиду вынужденной переустановки изделия на процесс суперфиниша после токар-ной обработки наблюдалось изменение симметрии образованных трибологических до-рожек. Это привело к необходимости испытать возможность обкатывания обработан-ных резанием поверхностей цилиндрическим или бочкообразным роликом (рис. 7). Ре-

Рис. 7. Образцы после силовой обработки методом радиального УЗ резания (сле-ва) и после обкатки цилиндрическим роликом (справа)

Рис. 8. Образец с двойной дорожкой со смещением, скорость резания средняя (слева); одинарная дорожка, высокая скорость резания. А=А/2 (справа)

зультаты оказались предпочтительнее, но сам процесс обкатывания длинных деталей непроизводителен, что с позиций массового производства ДВС мало приемлем.

Выводы Разработан новый метод формирования трибологических структур на поверхностях

пары трения использованием УЗК, с повышенными показателями по смазывающим свойствам, что, в свою очередь, может привести к повышению долговечности и работо-способности пары трения и, более того, позволит создать резерв, допускающий повы-сить степень точности посадки в паре трения, следовательно, улучшить технические


25

характеристики современной техники. Нужны дальнейшие исследования на предмет выявления как оптимальных рельефов, так и технологического обеспечения процесса формирования специальной трибологии поверхности.

Полученные в данном исследовании и ранее [2-5] результаты допускают необхо-димость поиска иных технологических решений с применением УЗК, но уже не мощ-ного как для многих техпроцессов, а “тонкого” с хорошей амплитудой и малыми энер-гетическими затратами. Такая попытка в исследованиях была осуществлена. На рис. 8 показана поверхность, подвергнутая УЗ резанию после процесса хонингования, т.е. на-лицо перспективы для разработки новой технологии формирования триботехнических структур на поверхностях трения.

Список литературы: 1. Христафорян С.Ш. Теоретические и технологические основы повышения эф-

фективности обработки материалов использованием УЗК: Автореф. дис. … д.т.н. / ГИУА. – Ереван, 1996. – 36 с.

2. Изменение условий контактного трения при наложении ультразвуковых коле-баний на процесс резания / С.Ш. Христафорян, А.В. Артунян, Г. Пипер и др. // Ереван: Вестник ГИУА. Серия “Mеханика, машиноведение, машиностроение”. 2013. Вып. 16, № 1. – C. 81-90. ISSN 1829-3387.

3. Предпосылки изменения явлений на передней грани режущего клина от нало-жения УЗК на резец / С.Ш. Христафорян, Ф. Велцел и др. // Сб. тр. XXI МНТК “Машиностроение и техносфера XXI века”. – Донецк, 2012. – Т. 3. – С. 43-47. ISSN 2079-2670

4. Христафорян С.Ш. Физическая модель пластического деформирования мате-риала в процессах резания // Наукоемкие технологии машиностроения. – М.: Машино-строение, 2012. № 6. – С. 18- 24. ISSN 2223-4608

5. Христафорян С.Ш., Назарян Э.А., Баласанян Б.С. Анализ напряженного со-стояния контакта по передней грани режущего клина при резании пластичных мате-риалов // Вестник ГИУА. Серия “Механика, машиноведение машинострое11ние”. – 2012. – Вып. 15, – C. 24-34. ISSN 1829-3387. Надiйшла до редколегii 01.12.2014. A.L. Аrshakjan ULTRASONIC TECHNOLOGY OF SPECIAL STRUCTURES FORMING ON HONED SURFACES The theoretical and technological aspects of developing a technology allowing to produce a friction pair surfaces with higher rates of tribological characteristics, in particular, the possibility of improving the penetration of contact lubricants without compromising the accuracy characteristics and the surface quality of the friction pair parts are considered. Keywords: ultrasound, blade cutting, running, surface relief.

. А.Л. Аршакян УЛЬТРАЗВУКОВАЯ ТЕХНОЛОГИЯ ФОРМИРОВАНИЯ СПЕЦИАЛЬНЫХ СТРУКТУР НА ХО-НИНГОВАННЫХ ПОВЕРХНОСТЯХ Рассматриваются теоретические и технологические аспекты разработки технологии изготовления поверхностей пары трения с повышенными показателями трибологических ихарактеристик, в частности возможности улучшения условий проникноыения в контакт смазывающих веществ без ущерба точностных характеристик и качества поверхностей деталей пары трения. Ключевые слова: ультразвук, лезвийное резание, обкатка, рельеф поверхности


© Астащенко В.И., Швеёв А.И., Родькин И.М., Швеёва Т.В., Швеёв И.А..; 2014 26

УДК 621.78:621.785.52.015 В.И. Астащенко, д-р техн. наук, А.И. Швеёв, канд. техн, наук, доцент,

Т.В. Швеёва, канд. техн, наук, И.М. Родькин, И.А. Швеёв Набережночелнинский институт, филиал ФГАОУ ВПО

«Казанский (Приволжский) федеральный университет, Россия Тел.: 8 (8552) 58-95-38; E-mail: [email protected]

ПРОГНОЗИРОВАНИЕ ДОЛГОВЕЧНОСТИ ЦЕМЕНТОВАННЫХ

ЗУБЧАТЫХ ДЕТАЛЕЙ ПО УСОВЕРШЕНСТВОВАННЫМ МЕТАЛЛОГРАФИЧЕСКИМ КРИТЕРИЯМ

Рассмотрены существующие показатели оценки качества металла цементован-

ных зубчатых деталей и предложены более эффективные критерии. Показана роль трооститной полосы, эффективной глубины упрочненного слоя, структуры и микро-твердости сердцевины на долговечность цементованных деталей в эксплуатации. Ус-тановлена связь между разностью значений микротвердости отдельных структурных составляющих с долговечностью шестерен при стендовых и эксплуатационных испы-таниях. Рекомендовано применять усовершенствованные критерии для оценки свойств припо-верхностного и упрочненного цементованного слоя, а также структуры сердцевины детали с контролем микротвердости отдельных составляющих. Ключевые слова: сталь, зубчатые детали, цементация, критерии качества металла, долговечность, микротвердость, инженерия поверхности.

Введение

Постоянно повышающиеся требования к деталям машин по обеспечению высокой надежности и долговечности, хорошей обрабатываемости, экономии топливно-энергетических ресурсов, улучшению условий труда на производстве и многие другие причины свидетельствуют о «нестареющей» актуальности работ по технологии металлов и сплавов.

Безотказность и долговечность большинства машин и механизмов в значительной степени зависят от работоспособности зубчатых деталей. В процессе работы зубья дета-ли испытывают как статические, так и динамические нагрузки, изменяющиеся по сим-метричному и асимметричному знакопеременному циклу. К рабочим поверхностям зубъев предъявляются высокие требования по контактной прочности и износостойкости, которые обеспечиваются упрочняющими методами обработки, и несомненное преиму-щество здесь занимают способы химико-термической обработки. Однако, как показы-вают статистические данные, ресурс цементованных и нитроцементованных зубчатых деталей, изготовленных и упрочненных в одинаковых условиях производства и из одной марки стали, имеют разброс по долговечности от 10 и более раз. В подавляющем числе случаев лимитирует стойкость таких деталей не износ и питтинг поверхности зубьев, а их поломка.

В результате изгибающей нагрузки при передаче крутящего момента и при тормо-жении может происходить разрушение в ножке зуба – по галтели. При циклических на-грузках происходит усталостное разрушение в основании зуба – наиболее опасном его сечении. Поэтому ответственность за надежность и работоспособность зубчатой переда-чи в полной мере возлагается на сечение зуба в основании и зону перехода от его эволь-венты к впадине. Таким образом, вопросы, посвященные повышению и стабилизации на



27

высоком уровне изгибной и усталостно-изгибной прочности зубьев, являются актуаль-ными и первоочередными на пути создания конкурентоспособной и высококачественной автомототехники. Решение этой проблемы неразрывно связано с совершенствованием существующих и изысканием новых, более эффективных, методов контроля качества упрочненных деталей для получения более достоверной информации об их работоспо-собности в эксплуатации.

Цель работы - выявление основополагающих критериев качества металла упроч-ненной поверхности и сердцевины, ответственных за надежность и долговечность в экс-плуатации цементованных изделий. При решении поставленной цели базировались на комплексных исследованиях зубчатых деталей после стендовых и эксплуатационных ис-пытаний.

Основное содержание и результаты работы

Исследования проводились на цементованных шестернях главных передач веду-щих мостов, двигателя и коробки передач автомобиля «КАМАЗ». Химико-термическая обработка деталей осуществлялась в проходных безмуфельных агрегатах ф. «Холкрофт» и «Ipsen». Детали изготавливались из сталей 20ХГНМТА и 18ХГР, состав и свойства ко-торых соответствовали требованиям ТУ 14-1-5509-2005 и ТУ 14-1-5561-2008 соответст-венно (табл. 1 и 2).

Таблица 1 Химический состав сталей

Содержание химических элементов, % Марка стали C Si Mn Cr Ni Mo Ti (В) Al S P

20ХГНМТА 0,18-0,23

0,17-0,37

0,80-1,10

0,80-1,10

0,80-1,10

0,20-0,30

0,03-0,09

- ≤ 0,025 ≤ 0,025

18ХГР* 0,14-0,20

0,15-0,40

1,10-1,35

1,1-1,35

0,15-0,30

0,04-0,12

(0,001-0,003)

0,02-0,05

0,020-0,035

≤ 0,025

Примечание: * Суммарное содержание Mn, Cr, Ni и Mo от 2,5 до 3,05%.

Таблица 2 Прокаливаемость стали

Твердость (HRC) на расстоянии от закаленного торца, мм Сталь

5 9 10 15 25 40 50

20ХГНМТА - 30-40 - 24-38 - ≤ 25 -

18ХГР 37-43 - 33-39 - 25-31 - ≥ 22

Для металлографических исследований использовали оптические микроскопы «Не-

офот - 21» и «Эпитип - 2» (Германия) и IM – 7200 (Япония) с системой изображения «ВидеоТест-М» и программным продуктом «Trixomet-PRO»: оценивали размер зерна, степень загрязненности неметаллическими включениями, размер игл мартенсита и коли-чество остаточного аустенита.

Химический состав сталей определяли по ГОСТ 18895-97 на спектрографе АФС-51 со специализированным программным обеспечением SBP и Next, эмиссионном спектро-метре «Spektrolab» и анализаторах АН-7529 и АН-7560 на углерод и серу соответствен-но. Твердость поверхности и сердцевины цементованных деталей после термической об-


28

работки определены по ГОСТ 9013-59 на приборах ТР-5006 и ТК-2М. Микротвердость по глубине цементованного слоя и отдельных структурных составляющих определяли в соответствии с ГОСТ 2999-75 на приборе «Дюримет» при нагрузке на индентор 0,1Н и 0,05Н (100гс и 50гс соответственно). При контроле зубчатых деталей в качестве сердце-вины принимали зону, расположенную по осевой линии зуба на расстоянии 2/3 от его высоты. За эффективную глубину цементованного слоя принимали расстояние от по-верхности до зоны с микротвердостью HV550. Балл мартенсита определяли по ГОСТ 8233-56, а остаточного аустенита и карбидов – по СТП 37.104.1381-2001 с использовани-ем известных рекомендаций и опыта предприятий автопрома [1]. Для макро- и микро-травления использовали широко применяемые реактивы – горячий 50%-ный раствор серной кислоты и 4%-ный раствор азотной кислоты в этиловом спирте соответственно. Просмотр слаботравленных шлифов для определения трооститной полосы или сетки проводился при увеличении 400* после травления в 0,4%-ом растворе азотной кислоты в этиловом спирте в течение 15-20 секунд. Прокаливаемость стали определяли методом торцевой закалки стандартных образцов по ГОСТ 5657-69.

Стендовые испытания зубчатых деталей проводили в составе мостов, коробки пе-редач и отдельных узлов и агрегатов. Изгибная циклическая долговечность шестерен оценивалась по результатам испытаний главных передач на стенде «Gleason-510» в соот-ветствии с программой ПМ 37.104.17.1027-99 под крутящий момент двигателя, равный 638 н·м (65кгс·м).

Рис. 1. Изменение микротвердости по глубине упрочненного слоя:

а – присутствие троoститной полосы; б – отсутствие троoститной полосы; в – после дробеструйной обработки, hB- толщина трооститной полосы, мм hэф. – глубина эффективного слоя, мм

Но наиболее объективно о долговечности зубчатых деталей предоставляет величи-

на отношения фактической микротвердости поверхности к теоретической (микротвер-дость поверхности без трооститной полосы составляет ~ 850 HV). Такой показатель (КHV) учитывает изменение свойств приповерхностного слоя в достаточно широких пределах – от присутствия в нем немартенситных продуктов превращения до наличия эффекта дробенаклепа. Высокая долговечность цементованных шестерен достигается если этот показатель (КHV = HVфакт./ HVтеорет. ) будет ≥ 1,0 (табл.3).


29

Таблица 3

Долговечность деталей с различной микротвердостью поверхности

Микротвердость, HV Показатель, HVфакт./ HVтеорет

Пробег, км. (Стойкость, час.)

657 0,773 14734 878 1,033 62038 874 1,028 (2ч 45 мин) 965 1,114 (4ч 05 мин)

Прогнозирование качества деталей по рассмотренному показателю необходимо

проводить в сочетании с толщиной трооститной полосы (сетки) на поверхности цемен-тованных изделий. В зависимости от данной толщины изменяется не только твердость поверхности (рис. 2), но и изменяется и величина и вид напряженного состояния. Не-смотря на неоспоримую связь долговечности цементованных шестерен с эффективной глубиной упрочненного слоя (рис. 3), присутствие трооститной полосы на поверхности оказывает существенное влияние на стойкость деталей в эксплуатации. Так, предел вы-носливости зубьев уменьшается в 1,4 раза при увеличении толщины трооститной полосы с 0 до 0,03 мм и уменьшается в 3 раза, если трооститная полоса составляет 0,1 мм [1]. Статистический анализ стойкости деталей и последующие металлографические исследо-вания позволили установить вклад трооститной полосы в долговечность шестерен. Эти сведения показали, что при определении эффективной толщины упрочненного слоя не-обходимо учитывать толщину трооститной полосы следующим образом:

τэф = – 7,6·τтр, где

- общая эффективная толщина слоя (с учетом трооститной полосы), мм; τтр – толщина трооститной полосы, мкм.

Рис. 2. Изменение микротвердости (HV0,05) поверхности цементованной детали от

толщины трооститной полосы.


30

Рис. 3. Зависимость долговечности при изгибных испытаниях от эффективной

толщины упрочненного слоя (HV0,1550) во впадине зубьев. О качестве упрочненного слоя на цементованных деталях предлагается судить по

коэффициенту, учитывающему присутствие трооститной полосы на поверхности, опре-деляемого следующим образом:

Максимальная долговечность деталей приходится на значение показателя равного

1,0, т.е. у изделий, на поверхности которых трооститная полоса отсутствует. Работоспособность зубчатых деталей во многом определяется свойствами мате-

риала сердцевины изделия [1-5]. Основное влияние на эти свойства оказывает металлур-гический фактор – прокаливаемость стали, формируемая в процессе выплавки, раскис-ления, легирования и кристаллизации. Базируясь на литературных источниках и исполь-зуя опыт предприятий автомобильной промышленности, рекомендуемая твердость серд-цевины зуба деталей находится в довольно широких пределах – от 29HRC до 45HRC. Это является одной из причин высокой дисперсии эксплуатационного ресурса цементо-ванных деталей (рис. 4, табл.4).

Следует отметить, что во многих случаях не учитывается такой важный параметр, как однородность структуры. Степень однородности микростроения сердцевины целесо-образно оценивать по микротвердости присутствующих структурных составляющих, а точнее по разности их микротвердости. В подтверждение сказанному свидетельствуют зависимости долговечности деталей полученные при стендовых и эксплуатационных ис-пытаниях от степени однородности структуры в сердцевине зуба (рис. 5 и рис. 6). Видно, что с уменьшением разности в значениях микротвердости структурных составляющих в сердцевине зуба шестерен долговечность деталей повышается.


31

Рис. 4. Зависимость изгибной долговечности от среднего значения микротвердости в сердцевине зуба шестерен.

Таблица 4 Влияние твердости сердцевины зуба шестерни на стойкость при стендовых испы-

таниях (сталь 20ХГНМТА)

Твердость, HRC Прокаливаемость,

П поверхности сердцевина

Глубина* це-ментованного

слоя, мм

Стойкость де-тали, час.

43,5 61,5 44,0 1,20 2,55 39,0 61,5-62,0 36,0 1,15 4,10

* Глубина определена во впадине

При достаточно высокой степени однородности микроструктуры (разность микро-твердости структурных составляющих не более 20HV) достигается максимальная долго-вечность деталей. Такой результат может достигаться при наличии в сердцевине детали низкоуглеродистых структур – мартенсита, троостомартенсита, троостита и троостосор-бита.


32

Рис. 5. Зависимость долговечности шестерен при изгибных стендовых испытаниях от разности значений микротвердости в сердцевине зуба детали.

Рис. 6. Зависимость долговечности шестерен при эксплуатации автомобиля в зави-

симости от разности значений микротвердости в сердцевине зуба детали.

Присутствие отдельных зерен феррита и сорбита, а также других структурных со-ставляющих резко отличающихся по свойствам (∆HV > 80 ед.) служит причиной низкой стойкости, а зачастую, и преждевременного выхода из строя деталей в эксплуатации. Основываясь на этих данных, рекомендуется применять новый критерий для определе-ния качества цементованных зубчатых деталей, согласно которому оценивать свойства сердцевины зуба по зависимости:

, где - разность значений микротвердости структурных составляющих в серд-

цевине зуба детали;

- среднее значение микротвердости сердцевины зуба детали. Видно, что максимальное значение коэффициента приходится на случаи, при кото-

рых разность значений микротвердости между отдельными структурными составляю-


33

щими в сердцевине приобретает минимальное значение, т.е. когда наблюдается более однородное структурное состояние.

До настоящего времени открытым остается вопрос о комплексном вкладе струк-турно-фазового состояния упрочненного слоя в показатель долговечности зубчатых де-талей. Об этом свидетельствует неоднозначное влияние на контактную, изгибную и ус-талостную прочность остаточного аустенита (рис. 7), вида и содержания карбидов, балльности мартенсита и распределение углерода по толщине упрочненного цементо-ванного слоя. В этой связи необходима разработка интегрированного критерия, способ-ного охватить не только долевое участие отдельно взятых структурно-фазовых особен-ностей в цементованном слое, но и учесть вид и распределение напряженного состояния по его толщине.

Рис. 7. Влияние остаточного аустенита на долговечность шестерен при усталостно-

изгибных стендовых испытаниях. Такую задачу, на наш взгляд, может решить метод определения деформируемости

малопластичных материалов [6], который позволяет оценить работоспособность цемен-тованного слоя на деталях, а соответственно и спрогнозировать контрукционную проч-ность и долговечность стальных цементованных изделий.

Заключение

1. Предложены новые критерии оценки качества металла цементованных зубчатых де-талей, базирующиеся на результатах металлографических исследований шестерен после стендовых и эксплуатационных испытаний.

2. В развитие теории об инженерии поверхности деталей машин показано изменение физико-механических свойств приповерхностного цементованного слоя и его роль в формировании работоспособности и надежности в эксплуатации металлоизделий.

3. При определении глубины эффективного упрочненного цементованного слоя она должна быть уменьшена на величину семикратной толщины трооститной полосы, учитывая вредное влияние этого поверхностного дефекта на долговечность зубчатых деталей.


34

4. Установлена связь между микротвердостью в сердцевне зуба детали и усталостно-изгибной прочностью. Высокая долговечность шестерен достигается при наличии од-нородного состояния в сердцевине, характеризуемого равнозначными показателями микротвердости отдельных структурных составляющих. Присутствие двух и более структурных составляющих с различной микротвердостью снижает долговечность де-талей и, в тем большей степени, чем выше разница значений микротвердости между этими составляющими.

Список литературы: 1. Контроль качества термической обработки полуфабрикатов и деталей: справоч-

ник /под общ. ред. В.Д. Кальнера. –М.: Машиностроение, 1984. - 384 с. 2. Зинченко В.М. Инженерия поверхности зубчатых колес методами химико-

термической обработки. / В.М. Зинченко.- М.: изд-во МГТУ им. Н.Э. Баумана, 2001. - 303с.

3. Козловский И.С. Критерии оценки качества и основы рационального выбора це-ментуемых и нитроцементуемых сталей./ И.С. Козловский, В.А. Оловянишников, В.М. Зинченко // МиТОМ, 1981, №3, с. 2-9.

4. Астащенко Т.В. Оценка состояния металла зубчатых колес после химико-термической обработки./ Т.В. Астащенко, Р.Р. Калимуллин, А.И. Швеёв, И.М. Родькин // Автомобильная промышленность, 2010, №6, с. 33-36.

5. Архипов И.Я. Изгибная выносливость зубьев цементованных колес с различной твердостью материала сердцевины. /И.Я.Архипов, М.С.Полоцкий // Вестник машино-строения, 1972, №10, с. 30-31.

6. Глинер Р.Е. Определение предельной деформируемости цементованной стали. / Р.Е. Глинер // Заводская лаборатория. Диагностика материалов, 2006, №12, с. 51-53.


V.I. Astashchenko, A.I. Shveyov, T.V. Shveyova, I.M. Rodkin, I.A. Shveyov FORECASTING OF DURABILITY OF THE CEMENTED GEAR DETAILS BY AD-VANCED METALGRAPHIC CRITERIA Existing indicators of quality rating of metal of the cemented cogged details are considered and more ef-fective criteria are offered. The role of a troostitny strip, effective depth of the strengthened layer, structure and core microhardness on durability of the cemented details in operation is shown. Connection between a difference of values of microhardness of separate structural components is established with durability of pinion gears at stand and operational trials. It is recommended to apply advanced criteria to an assessment of properties of the near-surface and strengthened cemented layer, and also structure of a core of a detail with control of microhardness of separate components. Keywords: steel, cogged details, cementation, performance criterion of metal, durability, microhardness, surface engineering.


© Байков А.В., Полтавец В.В., Добровольский Г.И.; 2014 35

УДК 621.923 А.В. Байков, канд. техн. наук, доцент, В.В. Полтавец, канд. техн. наук, доцент

Донецкий национальный технический университет, Украина Г.И. Добровольский, канд. техн. наук, доцент

Брянский государственный технический университет Тел.: +38 (062) 3010805; E-mail: [email protected]

ПОГРЕШНОСТЬ МАТЕМАТИЧЕСКОГО ОПИСАНИЯ РАЗНОВЫСОТНОСТИ

АКТИВНЫХ ЗЕРЕН АЛМАЗНОГО ШЛИФОВАЛЬНОГО ИНСТРУМЕНТА

Рассмотрены способы математического описания распределения по высоте вершин алмазных зерен шлифовальных кругов с помощью различных законов распределе-ния. Оценена погрешность описания разновысотности вершин активных зерен. Пред-ложен подход к осуществлению данного описания. Ключевые слова: шлифовальный круг, алмазное зерно, разновысотность, аппроксима-ция, погрешность описания.

1. Введение Формирование микрорельефа шлифованной поверхности для значительной части

обрабатываемых материалов является результатом непосредственного взаимодействия режущих элементов шлифовального инструмента с обрабатываемым материалом, по-этому характер геометрии рабочей поверхности шлифовального круга (РПК) является первостепенным фактором для достижения заданных показателей качества обработан-ной поверхности.

Несмотря на большое количество экспериментальных и теоретических исследо-ваний, в настоящее время не существует единой общепризнанной и пригодной для всех случаев модели геометрии рельефа РПК. Это, в частности, обусловлено как применени-ем при исследованиях рельефа РПК различных методов определения ординаты вершины абразивного зерна (метод профилографирования, оптический метод, метод светового се-чения, метод шлифования клина с малым углом подъёма и др.), так и различной наслед-ственностью состояния РПК, обусловленной, во-первых, применением различных мето-дов восстановления режущей способности инструмента и, во-вторых, высокой степенью дифференциации характеристик РПК после обработки различных видов материалов и после шлифования одних и тех же материалов на отличающихся режимах.

Одним из основных параметров, которым характеризуют геометрию РПК, являет-ся разновысотность зёрен, оцениваемая законом распределения вершин зерен по высоте рабочего профиля круга. На закон распределения вершин зерен по высоте оказывает влияние большое количество случайных факторов: размер абразивного зерна, распреде-ление центров зерен в матрице инструмента, направление ориентации зерна в матрице, характер и степень разрушения зерна при воздействии на него обрабатываемого мате-риала, прочность удержания зерна в связке и т.д. Обычно закон распределения вершин зерен над уровнем связки получают аппроксимацией экспериментальный данных. Вследствие применения различающихся подходов к аппроксимации разные исследова-тели предлагают описывать распределение вершин зерен нормальным [1], модифициро-ванным нормальным [2], параболическим [3], распределением Вейбулла [4] и другими законами. В указанных работах авторы описывают соответствующими законами распределение вершин всех зерен, выступающих над поверхностью связки.

Однако для решения задач определения производительности обработки и обеспе-



36

чения показателей качества обработанной поверхности целесообразно рассматривать только наиболее выступающие, т.н. «активные» режущие зерна, которые принимают не-посредственное участие во взаимодействии с обрабатываемым материалом.

Поэтому задача математического описания распределения разновысотности вер-шин активных зерен требует дальнейшего исследования, а целью данной работы являет-ся оценка погрешности описания распределения вершин зерен различными законами.

2. Основное содержание и результаты работы С целью изучения разновысотности вершин зерен исследовалась рабочая поверх-

ность алмазных шлифовальных кругов 1А1 250*76*15*5 АС6 4-М2-01 зернистостью 100/80, 160/125 и 250/200. Анализировалось состояние рабочей поверхности инструмен-та после шлифования по упругой схеме образцов из быстрорежущей стали Р6М5Ф3. Си-ла поджима образца к кругу составляла Pп = 80 Н. Режимы резания: vкр = 35 м/с, vд = 6 м/мин, количество ходов стола nст = 25 ход/мин, длина хода L = 240 мм. Величина слоя материала, удаляемого при каждом проходе шлифовального круга, изменялась в соот-ветствии с ухудшением режущей способности кругов в процессе обработки. Запись про-филограмм кругов осуществляли на специальной установке, созданной на базе профи-лометра-профилографа модели 201 завода “Калибр” и обеспечивающей автоматическое выделение рельефа зёрен из суммарного рельефа зёрен и связки [5]. Разновысотность вершин алмазных зерен рассчитывалась как разность между значением высоты наиболее выступающего зерна и рассматриваемого. Точность определения значения разновысот-ности составляла 1 мкм.

Гистограмма распределения и соответствующее математическое описание всей совокупности разовысотности вершин алмазных зерен на рабочей поверхности шлифо-вального круга 1А1 250*76*15*5 АС6 100/80 4-М2-01 с использованием распределения Вейбулла представлены на рис 1. Сравнение графика плотности распределения и гисто-граммы наглядно показывает, что указанное распределение достаточно хорошо описы-вает разновысотность вершин зерен по всей глубине рабочей поверхности шлифоваль-

ного круга. Проверка адекватно-сти математического описания разновысотности по критерию согласия Пирсона подтвердила соответствие теоретического распределения эксперименталь-ным данным при уровне значи-мости p = 0,05, а по критерию согласия Колмогорова – при уровне значимости p = 0,2. Ана-логичным способом была под-тверждена правомерность ис-пользования распределения Вейбулла для описания разно-высотности вершин зерен ал-мазных шлифовальных кругов зернистостей АС6 160/125 и АС6 250/200.

Для оценки погрешности математического описания рас-

0,00

0,05

0,10

0,15

0,20

0,25

5 15 25 35 45 55 65 75 85 95

Разновысотность, мкм

Вер

оятн

ость

Рис. 1. Гистограмма и кривая Вейбулла плот-ности распределения разновысотности вершин зерен алмазного круга зернистости АС6 100/80


37

пределения разновысотности вершин наиболее выступающих зерен традиционно ис-пользуемыми законами распределения, были рассмотрены следующие законы.

1. Нормальное распределение (закон Гаусса), плотность распределения которого имеет вид:

2

2

2exp

21)(

xxxf , (1)

где x – среднее значение выборки, σ – среднее квадратичное отклонение выборки.

2. Двухпараметрическое распределение Вейбулла с плотностью:

xxxf exp)( 1 . (2)

3. Гамма-распределение с плотностью:

xxxf exp

!1

1. (3)

4. Распределение Рэлея с плотностью:

2

2

2 2exp

xxxf . (4)

В формулах (2) – (4) α и β – параметры законов распределения. Распределение Вейбулла, гамма-распределение и распределение Рэлея описывают распределение поло-жительных величин.

Оценка соответствия эмпирического распределения теоретическому для всех рас-сматриваемых законов для шлифовальных кругов трёх исследуемых зернистостей про-водилась по критерию согласия Пирсона. В соответствии с результатами проверки рас-пределение разновысотности вершин зерен круга 1А1 250*76*15*5 АС6 100/80 4-М2-01 можно описать нормальным законом распределения, законом распределения Вейбулла и гамма-распределением при уровне значимости p = 0,05. Разновысотности вершин зерен кругов 1А1 250*76*15*5 АС6 160/125 4-М2-01 и 1А1 250*76*15*5 АС6 250/200 4-М2-01 – законом распределения Вейбулла и гамма-распределением при том уровне значимости. Распределение Рэлея не является адекватным по отношению к эмпирическим данным о разновысотности вершин зерен ни для одного круга и далее не рассматривается.

Для дальнейших исследований погрешности математического описания распре-деления разновысотности в качестве активных зёрен были приняты только те зёрна, раз-новысотность которых относительно наиболее выступающего зерна не превышает 20 мкм. Это обусловлено тем, что для алмазных кругов трёх исследуемых зернистостей первоначальная глубина шлифования по упругой схеме заправленным кругом с силой поджима Pп = 80 Н образцов из быстрорежущей стали Р6М5Ф3 не превысила 18 мкм. Увеличение силы поджима и, соответственно, увеличение фактической глубины шлифо-вания с высокой вероятностью привело бы появлению дефектов на обработанной по-верхности (прижогов).

Погрешность математического описания распределения вершин активных зерен,

вероятность участия которых в процессе удаления обрабатываемого материала наиболее велика, рассмотренными законами распределения для шлифовального круга зернисто-стью100/80 наглядно представлена на рис. 2.


38

Для оценки по-грешности описания рассматриваемыми за-конами распределения наиболее выступающих зерен, была проведена аппроксимация значе-ний вероятности рас-пределения количества вершин зерен (N) на фактическую глубину x до 20 мкм от наиболее выступающего зерна. Наиболее близко (коэф-фициент корреляции r = 0,995 для круга зер-нистостью 100/80 и r = 0,998 для кругов зернистостью 160/125 и 250/200) вероятность распределения описыва-ется выражением [6]:

xcbaN

exp1. (5)

Значения коэффициентов a, b в формуле (5) для кругов различной зернистости хаотично изменяются с увеличением размеров алмазного зерна, а значение коэффициен-та c – возрастает с ростом зернистости.

На рис. 2 сплошной линией с метками показаны реальные (эмпирические) значе-ния количества зерен на данном уровне по результатам профилографирования, сплош-ной линией – результаты аппроксимации вероятности распределения с помощью форму-лы (5), пунктирной – гамма-распределение, штрих-пунктирной – распределение Вейбул-ла, точечной – распределение по нормальному закону.

Относительная погрешность ψ описания распределения активных зерен шлифо-вального круга на каждом уровне от наиболее выступающего зерна рассчитывалась по формуле:

a

ap

N

NN , (6)

где Np – значения функции вероятности распределения вершин алмазных зерен для ис-следуемого закона; Na – аппроксимированное значение экспериментальной вероят-ности, определённое по формуле (5).

Результаты расчета погрешности математического описания распределения по формуле (6) графически представлены на рис. 3.

0 5 10 15 200

0.05

0.1

0.15

0.2

Рис. 2. Распределение вершин активных зерен по глу-бине рабочей поверхности круга зернистостью 100/80

Глубина РПК, мкм

Вер

оятн

ость

рас

пред

елен

ия


39

Анализ полученных результатов показывает, что для всех исследованных законов

распределения наиболее существенная погрешность описания количества вершин ал-мазных зерен находится в диапазоне от 0 до 5 мкм, а для круга зернистостью 100/80 – в диапазоне от 0 до 10?15 мкм. Среднее значение относительной погрешности для закона нормального распределения составило ψср = 0,8; для распределения Вейбулла: ψср = 0,32 у круга зернистостью 100/80, ψср = 0,21 у круга зернистостью 160/125, ψср = 0,74 у круга зернистостью 250/200; для гамма-распределения: ψср = 0,62 у круга зернистостью 100/80, ψср = 0,18 у круга зернистостью 160/125, ψср = 0,26 для круга зернистостью 250/200. Явно выраженной закономерности у зависимости погрешности математического описания распределения разновысотности вершин зерен от глубины РПК законами распределения Вейбулла, Гаусса и гамма-распределением для алмазных шлифовальных кругов зерни-стостей 100/80, 160/125 и 200/250 не наблюдается. Отметим, что для всех зернистостей традиционно используемые законы распределения дают значительную в абсолютном выражении погрешность математического представления распределения активных зерен по глубине РПК, что обуславливает необходимость проведения дальнейших исследова-ний в этом направлении.

0 5 10 15 200

1

2

3

4


ψ

0 5 10 15 200

0.5

1

1.5

2


ψ

ψ

Глубина РПК, мкм 0 5 10 15 20

0

0.25

0.5

0.75

1

а) б)

Рис.3. Относительная погрешность описания распределения вершин ак-тивных зерен для кругов различной зернистости: а) 100/80, б) 160/125, в) 200/250 Сплошная линия – распределение Вейбулла, пунктирная – гамма-распределение, точечная – нормаль-ное распределение

в)


40

3. Заключение Проведенные исследования показали, что описание разновысотности вершин зе-

рен по всей глубине рабочей поверхности алмазных кругов с помощью традиционно ис-пользуемых для этой цели законов распределения дает существенную, до 1,5 раз, по-грешность определения количества наиболее выступающих, активных режущих зерен шлифовального круга. На основании этого для получения более корректных результатов при расчете производительности обработки и определении показателей качества обрабо-танной поверхности целесообразно аппроксимировать распределение вершин только ак-тивных зерен с использованием специфических математических средств. Глубина рас-положения вершин активных зерен, распределение которых подлежит аппроксимации, определяется по толщине слоя материала, сошлифовываемого за один проход инстру-мента при наиболее высокой режущей способности шлифовального круга на протяже-нии периода его стойкости.

Список литературы: 1. Резников А.Н. Теплофизика процессов механической обработки материалов /

А.Н. Резников. – М. : Машиностроение, 1981. – 279 с. 2. Доброскок В.Л. Модификация законов распределения на основе нормального

для решения задач статистического моделирования параметров шлифовальных кругов, связанных с исходными характеристиками шлифпорошков / В.Л. Доброскок // Резание и инструмент в технологических системах. – Харьков : ХГПУ, 2000. – Вып.56. – С.55-64.

3. Байкалов А.К. Введение в теорию шлифования материалов / А.К. Байкалов – К.: Наукова думка, 1978. – 207 с.

4. Матюха П.Г. Научные основы стабилизации выходных показателей алмазного шлифования с помощью управляющих воздействий на рабочую поверхность круга: ав-тореф. дис. … докт. техн. наук: 05.03.01 / Матюха Петр Григорьевич; ХГПУ. – Харьков, 1996. – 48 с.

5. А.с. 775614 СССР, МКИ 01 B7/34. Устройство для регистрации рельефа по-верхности абразивных инструментов / П.Г. Матюха, Э.Р. Гафаров; Донец. политехн. ин-т (СССР).

6. Кобзарь А.И. Прикладная математическая статистика / А.И. Кобзарь. – М. Физматлит, 2006. – 814 с.

Надійшла до редколегії 26.12.2014. A.V. Baykov, V.V. Poltavets ERROR OF MATHEMATICAL DESCRIPTION OF DIFFERENCE OF ALTITUDE OF ACTIVE GRAINS OF DIAMOND GRINDING TOOLS The methods of mathematical description of distribution in altitude of diamond grains tips for grinding wheels by the different distribution laws are considered. Description error of difference of altitude of active grains tips is assessed. It is offered the approach to realization of this description. Key words: grinding wheel, diamond grain, difference of altitude, approximation, description error. А.В. Байков, В.В. Полтавець ПОХИБКА МАТЕМАТИЧНОГО ОПИСУ РОЗПОДІЛУ РІЗНОВИСОТНОСТІ АКТИВНИХ ЗЕРЕН АЛМАЗНОГО ШЛІФУВАЛЬНОГО ІНСТРУМЕНТА Розглянуті способи математичного опису розподілу по висоті вершин алмазних зерен шліфуваль-них кругів за допомогою різних законів розподілу. Оцінена похибка опису різновисотності вершин актив-них зерен. Запропонований підхід до здійснення даного опису. Ключові слова: шліфувальний круг, алмазне зерно, різновисотність, апроксимація, похибка опису.


©.Богуславский В.А., Ивченко Т.Г., Польченко В.В., Кондрашов М.В..; 2014 41

УДК 621.9: 658.5 В.А. Богуславский, канд. техн. наук, проф., Т.Г. Ивченко, канд. техн. наук, доцент,

В.В. Польченко, доцент, М.В. Кондрашов, студент Донецкий национальный технический университет, г. Донецк, Украина

Тел./Факс: +38 (062) 3050104;E-mail: [email protected]

ВЛИЯНИЕ СОТС НА СЕБЕСТОИМОСТЬ ОПЕРАЦІЙ СВЕРЛЕ-НИЯ НЕРЖАВЕЮЩИХ СТАЛЕЙ

C использованием критерия минимальной себестоимости определены опти-

мальные режимы сверления нержавеющей стали Х18Н9Т. Установлены аналитиче-ские зависимости оптимальных подач и скоростей резания от параметров процесса сверления. Дана количественная оценка возможностей снижения себестоимости при сверлении за счет использования смазочно-охлаждающих технологических сред. Ключевые слова: сверление, оптимизация, себестоимость, ограничения, охлаждение.

1. Введение Высокая трудоемкость и низкая себестоимость обработки специальных марок не-

ржавеющих сталей, широко распространенных в деталях и узлах современных машин, обуславливает актуальность представленных в работе исследований по обеспечению минимальной себестоимости сверления с использованием смазочно-охлаждающих тех-нологических сред (СОТС).

Наиболее успешно задача достижения минимальной себестоимости решается с использованием различных методов оптимизации параметров при механической обра-ботке. В настоящее время для оптимизации режимов резания в случае нелинейной це-левой функции, каковой является себестоимость обработки деталей, применяются ме-тоды нелинейного программирования, одним из которых является метод геометриче-ского программирования (МГП) [1]. Использования этого метода позволяет осуществ-лять одновременную оптимизацию скорости резания и подачи с учетом действующих при резании ограничений по критерию минимальной себестоимости.

Методика оптимизации режимов резания с использованием МГП, представленная в работах [2, 3], дает аналитическое решение для определения режимов резания при черновом и чистовом точении. Представляет интерес дальнейшее развитие этой мето-дики применительно к другим видам обработки, и прежде всего - к сверлению, которое является наиболее распространенным методом обработки отверстий.

Низкая теплопроводность и высокая прочность нержавеющих сталей способству-ет повышению температуры и сил резания в зоне обработки. Необходимость использо-вания СОТС с целью снижения температуры резания и повышения производительности обоснована многочисленными исследованиями [4, 5], однако они выполнены для то-карной обработки и не могут быть распространены на сверление.

Задача оптимизации режимов резания при сверлении нержавеющих сталей с ис-пользованием СОТС решена методом линейного программирования на основе крите-рия максимальной производительности [6]. Представляет интерес решение этой задачи методами нелинейного программирования по критерию минимальной себестоимости обработки.

Цель представляемой работы – с использованием МГП разработать методику определения оптимальных режимов резания, обеспечивающих минимальную себе-стоимость сверления с учетом действия СОТС.



42

Рис. 1. Графики зависимости стойкости сверл Т от скорости резания V для различных СОТС для различных СОТС

2. Основное содержание и результаты работы Для решения задачи обеспечения минимальной себестоимости при сверлении в

качестве критерия оптимальности принимается переменная часть себестоимости, зави-сящая от режимов резания:

TtATtAtAtС ouoсoo / , (1)

где А - себестоимость станкоминуты; Аи – стоимость одного периода стойкости инст-румента T; to- основное время обработки; tc - время смены инструмента.

Для определения целевой функции используем известную взаимосвязь стойкости T с параметрами сверления [6]:

myqVV vv VSDKCT

1 , (2)

где CV – коэффициент, m, yv, qv – показатели, характеризующие степень влияния стой-кости T, подачи S, диаметра D на скорость резания V.

Результаты стойкостных испытаний сверл, представленные на рис.1, позволили экспериментально определить степень влияния скорости резания на стойкость инструмента в условиях обработки с использованием различных СОТС: эмульсолов Э-2; НГЛ-2О5; СДМ,у. Условия проведения экспериментов: обрабатываемый материал – сталь Х18Н9Т; инструментальный материал - быстрорежущая сталь Р18, диаметр сверла D = 8,3мм. В результате обработки экспериментальных дан-ных установлены следующие зависимости стойкости от скорости резания:

при обработке без охлаждения: 4510883,5 VT ;

при обработке с эмульсолом Э-2: 9,36

1 10166,1 VT ; при обработке с эмульсолом НГЛ-205:

7,242 10787,7 VT ;

при обработке с эмульсолом СДМ,у: 7,25

3 10531,1 VT . Снижение температуры резания при обработке с использованием в качестве

СОТС эмульсола Э-2 достигается преимущественно за счет охлаждающего эффекта СОЖ и обеспечивает минимальное повышение стойкости Т1 в срвнении со стойкостью Т при обработке без СОТС –. При использовании эмульсола НГЛ-2О5, состоящего из масляного раствора сульфоната натрия и пассивирующих добавок водорастворимых ингибиторов коррозии - нитрита натрия и тринатрийфосфата, к охлаждающему эффек-ту добавляется эффект смазывающий, что усиливает снижение температуры и повыше-


43

ние стойкости Т2. Наибольший эффект снижения температуры наблюдается при ис-пользовании эмульсола СДМ,у, представляющего собой безводную систему содержа-щую масло, сульфонат натрия, водорастворимые ингибиторы коррозии и небольшое количество (до 3 %) дисульфида молибдена (в качестве противоизносной присадки), прошедшего ультразвуковую обработку. Наличие дисульфида молибдена существенно повышает смазывающее действие СОЖ, что и обеспечивает максимальное снижение температуры резания и повышения стойкости инструмента Т3.

С использований результатов экспериментальных исследований приняты сле-дующие зависимости скорости резания V от условий обработки:

при обработке без охлаждения

85,025,075,080,0 STDV . (3)

при обработке с использованием СОТС (эмульсол Э-2 – скорость резания V1, эмульсол НГЛ-2О5– скорость резания V2, эмульсол СДМ,у – скорость резания V3)

85,026,075,0

1 06,1 STDV ; 85,037,075,02 84,1 STDV ; 85,037,075,0

3 51,2 sTDV . (4)

Основные ограничения при сверлении, рассматриваемые в представленной рабо-те: ограничения по прочности и жесткости режущего инструмента [6]:

WSDKCK MM yq

MMS 73.1 ; pp qyPPI DSKCLEIK 2 , (5)

где СM, КМ, qM, yM – коэффициенты и показатели степеней, характеризующие влияние диаметра сверла и подачи на крутящий момент при сверлении; σ – временное сопро-тивление материала сверла на разрыв; КS.≈ 1.5…2.0– коэффициент запаса прочности; W=0.02D3 – момент сопротивления сверла; СР, КР, qР, yР – коэффициенты и показатели степеней, характеризующие влияние диаметра сверла и подачи на осевую силу при сверлении; КI ≈ 2.46 – коэффициент устойчивости; L - длина вылета сверла; Е – модуль упругости материала сверла; I = 0.039D4 – момент инерции сверла;.

При решении задачи двухпараметрической оптимизации, то есть определения оп-тимальных значений скорости резания V и подачи S с заданной глубиной резания t в условиях однопроходной обработки [3]:

SV kk SMVSVC 11 , (6)

где mqVVuc vDKCAAtM

11 ; kV = 1/m -1; kS = yV/m -1.

Ограничения по прочности и жесткости при оптимизации режимов сверления с использованием МГП представляются в виде:

1iy

i SC , (7)

где для ограничений по прочности С1 и по жесткости С2 режущего инструмента коэф-фициенты Сi и параметры yi выражаются следующим образом:


44

WKDKCC Sq

MM M 73.11 ; y1= yМ; EIKLDKCC Iq

PPp 2

2 ; y2 = yр Согласно МГП на первом этапе оптимизации скорости резания V и подачи S ре-

шается задача поиска экстремума целевой функции, или максимума функции V(W):

11020201011 Wi

WW CWMWWV , (8)

где W01, W01, W11- коэффициенты весомостей, определяемые из системы линейных уравнений:

;0;0

;1

110201

0201

0201

WyWkWWkW

WW

rS

V V

V

kkW

101 ;

VkW

11

02 ;

r

SSy

kkWW

10111 . (9)

С учетом преобразований W01 = 1 - m, W02 = m, W11 = (1 - yv)/yi. Система линейных уравнений для определения оптимальных режимов резания:

.SMVWWV

;SVWWVSkVk

02

1101 (10)

Общие решения этой системы для определения оптимальной подачи Sо и скорости

резания Vо при заданных ограничениях Сі:

iyioi CS 1 ; iy

oim

oi SMmmV 1 , (11)

В окончательном виде для сверления оптимальные подачу Sо и скорость резания Vо определяем следующим образом:

;,

;,7.1

1

2

1

Lo

y

qPP

I

Lo

y

Sq

MMо

KDL

LDKC

EIK

KDL

KDKCW

Sp

p

M

M

v

v

yo

muc

qVV

m

oSAAt

DKCm

mV

1

. (12)

где KLo - граничное значение отношения длины сверла к диаметру, для которого необ-ходимо учитывать ограничение по жесткости:

MpM

p

yyS

qMM

qPP

ILo

KDKC

DKC

EKK

235.0

2 012,0039,0

.


45

Рис. 2. Графики зависимости оптимальной скорости резания от

диаметра сверла для различных СОТС

Графики зависимости оптимальных ско-ростей резания Vо от диаметра сверла при использовании различных СОТС, представленные на рис. 2, позволяют регламентировать оптимальные скорости сверления.

Оптимальные режимы резания при заданных условиях обработки (обрабатываемый материал Х18Н9Т, диаметр сверла из быстрорежущей стали Р18 D = 8,3мм) - подача Sо = 0,15мм/об, скорость резания:

при обработке без применения СОТС Vо = 11,8м/мин,

при обработке с использованием СОТС: Vо1(Э-2) = 15,5м/мин, Vо2(НГЛ-205) = 26,9м/мин,

Vо3(СДМ,у) = 36,8м/мин. На основании полученных аналитических зависимостей оптимальных значений

подач и скоростей резания от параметров сверления (12), для любых условий обработки могут быть рассчитаны оптимальные режимы резания, обеспечивающие минимальную себестоимость.

Графики зависимости себестоимости свер-ления от скорости резания при использовании различных СОТС представлены на рис. 3.

Из графика следует, что минимальная себе-стоимость имеет место при оптимальных режи-мах резания.

При обработке без СОТС себестоимость об-работки наибольшая, а оптимальная скорость ре-зания имеет наименьшая из всех сравниваемых вариантов.

Использование в качестве СОТС эмульсола Э-2 с преимущественно охлаждающим эффектом, позволяет снизить себестоимость обработки в

срвнении обработкой без СОТС в 1,3 раза. При использовании эмульсола НГЛ-2О5 с охлаждающим и смазывающим эффек-

том себестоимость обработки снижается в 1,9 раза. Наибольший эффект снижения се-бестоимости (в 2,6 раза) наблюдается при использовании эмульсола СДМ,у с макси-мальным смазывающим эффектом.

Выводы Разработана методика оптимизации режимов резания методом геометрического

программирования по критерию минимальной себестоимости при сверлении с исполь-зованием смазочно-охлаждающих технологических сред. Определены оптимальные режимы сверления нержавеющей стали Х18Н9Т.

Установлены аналитические зависимости оптимальных значений подач и скоро-стей резания от параметров процесса сверления, позволяющие рассчитывать оптималь-ные режимы резания, обеспечивающие минимальную себестоимость.

На основании экспериментальных исследований установлено влияние различных смазочно-охлаждающих технологических сред на стойкостные зависимости при свер-

Рис. 3. Зависимость себе-стоимости сверления от ско-рости резания для различных СОТС


46

лении, что позволило выполнить количественную оценку возможностей снижения се-бестоимости за счет их использования.

Разработанная методика может быть использована для любых видов обработки. Список литературы: 1. Оптимизация и управление процессом резания: / О.С. Кроль, Г.Л. Хмеловский.

– К.: УМК ВО, 1991. – 140с. 2. Ивченко Т.Г. Использование метода геометрического программирования для

расчета оптимальных режимов резания при точении / Т.Г. Івченко // Научный вестник ДГМА. – Краматорск: ДГМА, 2011. – №1 (5 Е). – С. 47–52.

3. Івченко Т.Г. Учет температурных ограничений при оптимизации режимов реза-ния методом геометрического программирования / Т.Г. Івченко // Прогрессивные тех-нологии и системы машиностроения:– Донецк: ДонНТУ, 2014. Вып. 1(47). – С.144-148.

4. Зантур Сахби. Оптимизация режимов резания при точении труднообрабаты-ваемых материалов с учетом температурных ограничений / Зантур Сахби, В.А. Богу-славский, Т.Г. Івченко // Прогрессивные технологии и системы машиностроения:– До-нецк: ДонНТУ, 2010. Вып. 39. – С.77-84.

5. Богуславский В.А. Повышение производительности обработки труднообраба-тываемых материалов с применением смазочно-охлаждающих жидкостей / В.А. Богу-славский, Т.Г. Івченко, Зантур Сахби // Наукові праці Донецького національного техні-чного університету. Серія: Машинобудування і машинознавство. - Донецьк, ДонНТУ, 2010. Випуск 7(166).- С.9-16.

6. Bogouslavskiy Vadim, Ivtchenko Tatiana, Poltchenko Virtor. Optimisation of cutting regimes at drilling of stainless strip Х18Н9Т/ Les problemes contemporains de la techno-sphere et de la formation des cadres d’ingenieurs // Recueil des exposes des participants de la VI Conference internationale scientifique et methodique sur l’ile de Djerba du 11 au 18 octo-bre 2012. – Donetsk: UNTD, 2012. P.238-243.

Поступила в редколлегию 26.12.2014 V.А. Bogouslavskiy, T.G. Ivchenko, V.V. Poltchenko, M.V. Kondrachov INFLUENCE OF TECHNOLOGICAL CUTTING FLUID ON THE COST PRICE OF OPERATIONS OF DRILLING OF STAINLESS STEELS With the use of the of minimum prime price criterion the drilling optimum regims of stainless steel Х18Н9Т are certain. Analytical dependences of the optimum feeds and cutting speeds from the parameters of drilling are set. The quantitative estimation of possibilities of prime price decline at drilling due to the use cutting fluids is given. Key words: drilling, optimization, prime price, limitations, cooling В.О. Богуславський, Т.Г. Івченко, В.В. Польченко, М.В. Кондрашов ВПЛИВ МОТС НА СОБІВАРТІСТЬ ОПЕРАЦІЙ СВЕРДЛЕННЯ НЕРЖАВІЮЧИХ СТАЛЕЙ З використанням критерію мінімальної собівартості визначені оптимальні ре-жими свердлення неіржавіючої сталі Х18Н9Т. Встановлені аналітичні залежності оптимальних подач і швидкостей різання від параметрів процесу свердління. Дана кількісна оцінка можливостей зниження собівартості під час свердлення за рахунок використання змащувально-охолоджуючих технологічних середовищ. Ключові слова: сврдлення, оптимізація, собівартість, обмеження, охолодження


© Братан C.М., Богуцкий В.Б., Бузько А.Л.; 2014 47

УДК 621.002.54 C.М. Братан, д-р техн. наук, проф., В.Б. Богуцкий, канд. техн. наук. доц,

А.Л.Бузько , аспирант ФГБОУ ВПО «Севастопольский государственный университет», Россия

E-mail: [email protected]

АНАЛИЗ И СРАВНИТЕЛЬНАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА МЕТОДОВ ПОДГОТОВ-КИ ПРЕЦИЗИОННЫХ ПОВЕРХНОСТЕЙ МАЛЫХ ЦИЛИНДРЧЕСКИХ

СОПРЯЖЕНИЙ К СБОРКЕ

В статье приведена сравнительная оценка методов подготовки поверхностей малых цилиндрических сопряжений повышенной точности к сборке. Ключевые слова: прецизионная поверхность, доверительный предел, износостойкость поверхности, доводка, обкатывание.

1. Введение. Методы подготовки поверхностей малых цилиндрических сопря-

жений повышенной точности к сборке имеют определенную особенность: все финиш-ные операции над посадочными поверхностями выполняются практически на готовых деталях или на целом узле. При этом их себестоимость на данной стадии производства весьма высока. В настоящее время широкое распространение получили такие методы, как притирка и обработка деталей поверхностным пластическим деформированием (ППД).

Притирка обеспечивает точность поверхностей по 6 квалитету и выше и шеро-ховатость до Rа = 0,063 мкм. Однако сведения, содержащиеся в литературе о данном методе (в том числе об используемом оборудовании, инструменте и режимах обработ-ки) относятся, в большей части, к случаям доводки деталей средних и крупных разме-ров [1, 2]. В настоящей же работе внимание будет уделено притирке поверхностей ма-лых (до 8 мм) диаметров.

Цель статьи. Провести сравнительную оценку методов подготовки поверхно-стей малых цилиндрических сопряжений повышенной точности к сборке.

2. Основное содержание и результаты работы Обработка деталей методом ППД позволяет добиться увеличения микро-

твердости, улучшения и повышения износостойкости поверхностей [3, 4].

Рис. 1. Полигоны распределения припусков на доводку



48

Точность обработки при этом зависит от конструктивных особенностей самих деталей, формы и качества исходных поверхностей, а также инструмента, режимов об-работки и точности размеров. Исходные поверхности по 5…7 квалитетам точности подвергаются обкатыванию и раскатыванию, что позволяет добиться повышения точ-ности размеров на 10…20 % и уменьшения отклонения формы до 10…30 мкм.

Припуск на доводку может достигать сравнительно больших величин. На рис.1 показаны полигоны распределения припусков z , снимаемых при доводке цапф валов микромашин диаметром 4…6 мм (рис.1,а), и отверстий диаметром 11…15 мм (рис.1,б), выполненных из материала 14X17H2 и 17X18H9. В качестве предварительной обработ-ки применялось шлифование до Rа=3,2…1,6 мкм.

Доверительные пределы для средних значений построены по t - критерию Стью-дента с доверительной вероятностью 0,95 [3].

Для исследования интенсивности съема материала при притирке проведен ряд статистических испытаний. Измерения размеров произведены при помощи оптиметра ИКГ. Результаты испытаний сведены в табл.1.

Дальнейшие расчеты проведены в соответствии с [3]. Таблица 1 Корреляционная таблица результатов испытаний

Припуск Z, мкм Номера столбцов 1 2 3

Время притирки

t сек 0,5 1 2 3 4 5 6 7 8

mt mt∙t mt∙t2 2 1 - - - - - - - - 1 2 4 4 1 1 1 1 - - - - - 4 16 64 6 - 2 3 - 1 - - - - 6 36 216 8 - - 1 1 - - - - - 2 16 128 10 - - - - 1 1 1 - 1 4 40 400 12 - - - - 1 1 1 - 2 6 72 864 14 - - - - - 1 1 - 2 28 392 16 - - - - 2 - - - - 2 32 512 18 - - - - - - 1 - 2 36 648 20 - - - - - - - - 1 1 20 400

1 nz 2 3 5 3 5 2 4 1 4 ∑(1)=29

∑(2)=298

∑(3)=3628

2 nz∙z 1 3 10 9 20 10 24 7 32 ∑ (2) = 116 3 nz∙z2 0.5 3 20 27 80 50 144 49 144 ∑ (3) = 522.5 4 ∑nzt∙

t 6 16 30 24 60 22 54 14 54 ∑ (4) = 280

5 Z∑nzt∙t

3 16 60 72 240 110 324 98 432 ∑ (5) = 1355

6 3 5.34 6 8 12 11 13.5 14 13.5 Используя данные табл.1 находим средние значения снимаемого припуска Z и

времени на эту процедуру t, корреляцию Czt , средние квадратические отклонения σz и σt , а также коэффициент корреляции Rzt.

мкмn

znz

z

z 96,329

115

; сек

mtm

ty

i 25,1029298

;


49

3,625,1096,3

291355

tZn

tnZС

z

ztzt

;55,196,329

5,522 222

Zn

Zn

z

zz

70,425,1029

3628tm

tm 22

t

2t

z

86,070,455,1

3,6CR

tz

ztzt

Коэффициент корреляции, характеризующий связь между машинным временем при притирке и припуском, не равен единице. Это объясняется вариацией микротвер-дости доводимых деталей и боязнью оператора снять слишком большой припуск. По данным отрасли, выпускающей приборы для судостроения, из-за слабой связи Z и t по-пытки механизировать этот процесс не привели к положительным результатам.

В связи с тем, что отношение величин t и Z не прямолинейно, возникает необхо-димость проверить процесс на наличие криволинейной связи. Предположим, что здесь присутствует параболическая связь, описываемая уравнением:

2210 tataaZ (1)

где: a0, a1, a2 - постоянные коэффициенты. Для нахождения неизвестных параметров уравнения (1) - a0, a1, a2 воспользуем-

ся интерполяционной формулой Чебышева, в которой аргументом является величина

tt , где nt

t ii ( n - число испытаний):

(x)qk(x)qk(x)qk y 221100 (2) Экспериментальные данные для расчета и предварительные расчеты сведены в

табл.2. Дальнейший расчет проведен по методике [8]. Определение параболы нулевой степени

85,311

3,420

nZ

k i 3.85(x)qk of(x) 1,x(x)q 000

0

Основная ошибка σ0:

71,723,4271,235

222

nnZ

Z i 67,2111

71,7210

0

n

Определение параметра параболы первой степени:

;1011

110

nt

t ii ; ;,

χχZ

ki

ii 350440150

21

)(q 11 ; 0.353.85 )(qk)0f( )1f( 11



50

18.71=4400,35 - 72.71=k-= 22i

2101 44,1

21171,18

21

1

n

Поскольку σ0 значительно превосходит σ1, то продолжаем интерполяцию. Определение параболы второй степени:

;40114402

2 n

A i ;04400

2

3

2

i

ib

137284404003132822

32

42 iii χAχbχС

00845,013728

044085,32,15792

31

20

22

Ckkz

k iii

40;-xA-xb- x (x)q 222

22 40)-0.00845(x(x)qk 2

22

Таблица 2 Экспериментальные данные

Припуск Z, мкм Время притирки t 0.5 1 2 3 4 5 6 7 8

tm Z

2 1 - - - - - - - - 1 0,5 4 1 1 1 1 - - - - - 4 1,4 6 - 2 3 - 1 - - - - 6 2,0 8 - - 1 1 - - - - - 2 2,5

10 - - - - 1 1 1 - 1 4 5,7 12 - - - 1 1 1 1 - 2 6 5,7 14 - - - - - - 1 1 - 2 6,5 16 - - - - 2 - - - 2 4,0 18 - - - - - - 1 - - 1 6,0 20 - - - - - - - - 1 1 8,0 nz 2 3 5 3 5 2 4 1 4 29

∑ nz∙t 6 16 30 24 60 22 54 14 54 280

3.0 5.34 6.0 8.0 12.0 11.0 13.50 14.0 13.5 Для определения f(x) сделаем подстановку в соответствии с (2). После ряда преобразований получим:

2

2 0.00845x-0.35x4.188 f(x) (3)


∑2=∑1-k22C2=1871-(-0.00845)2∙13728=17.735 42,1

311735,17

32

2

n

Для получения Z(t) проведем в уравнении (3) замену x=t-10. После преобразова-

ния получим


51

0.00845t0.52t0.157- Z(t) 2

10;020;1

tt

(4)

Рис. 2. Интенсивность съема материала при притирке

Графическая интерпретация табл.3 показана на рис. 2. В табл.3 для сравнения приведены экспериментальные и расчетные значения Z. Таблица 3. Экспериментальные и расчетные значения Z

2 4 6 8 10 12 14 16 18 20

zэксп. t 0,5 1,4 2,0 2,5 5,7 5,7 6,5 4,0 6,0 8,0

z расч. 0,85 1,79 2,66 3,49 4,20 4,86 5,48 6,00 6,45 6,86

эксп

расчэксп

zzz

-0,7 -0,2 -0,33 -0,4 0,26 0,15 0,15 -0,5 -0,08 0,14


52

На рис.2. показаны размахи снятого припуска ΔZ при фиксированных значения времени t с доверительной вероятностью 0.95.

ΔZ=C∙σ2 (5) где ΔZ- отклонение величины снятого металла от средних значений в интере-

сующих интервалах, С - отношение размаха интервала к среднеквадратичному откло-нению (в связи с тем, что в отдельных интервалах число случаев меньше 6, то C = 2,3), σ2 - среднеквадратичное отклонение, подсчитанное при выводе уравнения (4).

Широкая доверительная полоса свидетельствует о нестабильности процесса при-тирки во времени. Это обстоятельство требует большого навыка у оператора и значи-тельно затрудняет механизацию процесса.

Аналогичные эксперименты при использовании в качестве доводочной операции ППД проведены на установке для доводки и восстановления цапф роторов, разработан-ной на кафедре «Технология машиностроения» ФГБОУ ВПО «Севастопольский госу-дарственный университет» (рис.3).

Для экспериментального обкатывания выбраны точеные и шлифованные цапфы O4…6 мм, длиной 4…5 мм из материалов 30X13, 14X17H2, 17Х18Н9 (HRC = 26…30) с исходной шероховатостью Rz= 3,2…1,6 мкм. Всего было обкатано 2000 цапф, из расче-та 27…30 цапф на один режим обкатки, что соответствует доверительной вероятности β = 0,95.

По аналогии с притиркой величина изменения диаметра при обкатывании ус-ловно названа удаляемым припуском.

Рис. 3. Общий вид установки для доводки и восстановления цапф роторов мик-ромашин пластическим деформированием

Обкатка точеных цапф. Проведя корреляционный анализ, подобно приведенно-му выше, найдено, что величина припуска Z и время обкатки t связаны криволинейной зависимостью. Причем, максимальный коэффициент корреляции наблюдается при об-катывании с силами Р = 60…90 Н.


53

Таблица 4 Средние экспериментальные значения удаляемого припуска Z (мкм) при обкатывании точеных цапф O4…6 мм

t,сек Р, Н

0 3 6 9 12 15 20 25 40 60 rzt

Дов

ерит

ель-

ный

пред

ел

при

β=0,

9

30 0 0,5 0,8 0,9 1,0 1,1 1,2 1,2 1,2 1,2 0,52 60 0 1,2 1,5 2,0 2,1 2,3 2,3 2,3 2,3 2,3 0,78 90 0 1,5 1,8 2,1 2,5 2,9 3 3 3 3 0,71 120 0 1,9 2,6 3,3 3,5 3,9 4,0 4,0 4,0 4,0 0,58 150 0 2,1 3,5 3,9 4,7 5,0 5,1 5,1 5,1 5,1 0,56 300 0 5,5 6,0 9,0 10,0 10,0 10,0 10,0 10,0 10,0 400 0 11 11,5 12,0 12,0 12,0 12,0 12,0 12,0 12,0 500 0 12,5 12,7 12,7 12,7 12,7 12,7 12,7 12,7 12,7

0,57?0,85

В табл. 4 приведены средние экспериментальные значения снимаемого припуска

Z при обкатывании, корреляционные коэффициенты rzt и доверительный предел для максимального rzt принятый в соответствии с [3]. Согласно табл. 4 можно утверждать, что снимаемый с рабочим усилием Р < 300 Н припуск Z зависит от продолжительности обкатки только первые 15 сек. и затем, с увеличением продолжительности обкатки, практически не изменяется. В связи с тем, что при t>15 сек. величины Z и t некоррели-рованы, коэффициенты корреляции rzt найдены для процесса обкатывания при t≤ 15 сек. При обкатывании с усилиями прижатия роликов выше 300Н снятие припуска про-исходит практически в первые 3…6 сек. Расчеты коэффициентов корреляции rzt дове-рительных пределов для припуска Z аналогичны приведенным ранее расчетам.

На рис. 4 представлена графическая зависимость Z от времени обкатки экспери-ментальных и расчетных значений, а также указаны доверительные пределы для при-пуска Z при усилии обкатки 60 H.

Дальнейший анализ экспериментальных данных табл. 4 позволил рассчитать за-висимость Z(Р) при продолжительности обкатки t= 15 сек. и доверительные пределы для припуска по методике расчете использованной выше.

20.015t-0.35t Z(t) (6)

секtHPсекt

15;060;15;1

Рис. 4. Сравнительные данные экспериментальных и рассчитанных по формуле

(6) значений удаляемого припуска Z мкм при обкатывании.


54

На рис. 5 представлена графическая интерпретация расчетной зависимости Z (Р), нанесены средние экспериментальные значения и доверительные пределы для припус-ка Z.

Z (P) = 0.18+0.0323P (7)

остальноесекtHP

;015;30030;1

Рис.5.Сравнительные данные экспериментальных и рассчитанных по формуле (7) значений удаляемого припуска Z мкм при обкатывании

На основании полученных данных в строим уравнение множественной регрес-

сии:

z=a1t+a2P+a3t∙P+a4t2+a5P2

где: a1, a2, a3, a4, a5 – коэффициенты регрессии; t – время обкатки; Р - усилие обкатки.

Коэффициенты регрессии находим по способу наименьших квадратов

min2

i1i

UZZU

где Zi – экспериментальное значение Z. Для этого уравнения первые производные равны нулю. Запишем последнее вы-

ражение в следующем виде:

min22

52

4321 UZPatatPaPataU

Находим частные производные функции по a1, a2, a3, a4, a5 и приравняем их к ну-лю.


55

0PZPatatPaPata2aU

0tZPatatPaPata2aU

0tPZPatatPaPata2aU

0PZPatatPaPata2aU

0tZPatatPaPata2aU

225

24321

5

225

24321

4

25

24321

3

25

24321

2

25

24321

1

Преобразовав и решив систему уравнений, находим значения коэффициентов регрессии.

Уравнение множественной регрессии будет иметь следующий вид: Z∙103 = 96t+7P+1,5t∙P-5.5t2+0.02P (8)

НРсекtHPсекt

150;15;0150;15;1

На рис.6 показаны графическая интерпретация выражения (8) и эксперимен-

тальные точки Z. Обкатка шлифованных цапф. Корреляционный анализ выявляет криволинейную

связь между временем обкатки t и удаляемым припуском Z . Причем, максимальный коэффициент корреляции наблюдается при обкатывании силой P =120 H. Для данного случая с использованием метода Чебышева получена зависимость удаляемого припуска Z от продолжительности обкатывания. В табл.5 и на рис.7 и рис.8 приведены результа-ты исследования, выполненные по изложенной выше методике.

Рис.6. Теоретические и экспериментальные зависимости Z (t,P) при обкатке то-ченых образцов


56

Таблица 5.Средние экспериментальные значения удаляемого припуска Z мкм при обкатывании шлифованных цапф O4…6 мм

Время обкатывания t, сек Сила обка-

тывания P,H 5 10 15 rzt Доверительный

предел при β=0,9 90 0,9 1,2 1,35 0,7 0,34?0,93

120 1,2 1,35 1,4 0,77 150 1,35 1,5 1,5 300 3,00 3,00 3,00

Z(t) = 1.04+0.02t (9)

остальноеНРсекt

;0120;155;1

Рис.7. Сравнительные данные зависимости экспериментальных и расчетных зна-чений удаляемого припуска при обкатке от продолжительности процесса

Z(P) = 0.04+0.011P (10)

остальноесекtНР

;010;30090;1

Зависимость Z(P) рассчитана для случая, когда максимальная сила прижатия ро-ликов при обкатывании не превышает 300…400Н. При Р≥500 Н наблюдается некото-рые ухудшения макрогеометрии цапфы и прямолинейности самих деталей, превы-шающей допуски на этот параметр.


57

Рис.8. Сравнительные данные экспериментальных и рассчитанных по зависимо-сти (10) значений удаляемого припуска Z при обкатывании с различными усилиями Р.

Заключение 1. Исследование методов доводки поступающих на сборку деталей прецизионных пар

малых диаметров показало, что в качестве доводочных операций следует рекомендовать обкат-ку роликами, так как они позволяют при одинаковых с другими методами трудозатратах полу-чить детали, обеспечивающие более высокие эксплуатационные свойства.

2.Установлено, что доводка обкатыванием более управляемый процесс, чем притирка (значения коэффициентов корреляции больше).

3. Получены аналитические выражения зависимости величины удаляемого припуска от режимов доводки.

Представленные в работе результаты справедливы для сталей 1X17H2 и 2X18H9, при использовании других материалов требуются дополнительные исследования, что является дальнейшей задачей исследований в данной области.

Список литературы: 1.Братан С.М. Технологические основы обеспечения качества и повышения стабильно-

сти высокопроизводительного чистового и тонкого шлифования: дис. … доктора техн. наук: 05.02.08: защищена 24.03.2006 : утв. 01.07. 2006 / Братан Сергей Михайлович. – Одесса, 2006. – 321 с.

2.Novoselov, Y. Calculation of surface roughness parameters for external cylindrical grinding / [Y. Novoselov, S. Bratan, V. Bogutski, Y. Gutsalenko] // Journal Fiability & Durability Supplement. – 2013. – № 1. – Р. 5–15. Editura “Academica Brancuşi” , Targu Jiu.

3. Писаревский М.И. Накатывание точных резьб, шлицев и зубьев/ М.И. Писаревский. – Л.: Машиностроение, 1973. – 200 с

4. Кремер, Н.Ш. Теория вероятности и математическая статистика / Н.Ш. Кремер. М.: Юнити – Дана, 2002.-343 с.


S.M.Bratan, V.B.Bogutsky, A.L. Buzko ANALYSIS AND COMPARATIVE DESCRIPTION OF METHODS OF PREPARATION OF EXACT SURFACES OF SMALL CYLINDRICAL INTERFACES TO ASSEMBLING The article describes the methods of finishing precision surfaces of small cylindrical connections. Key words: precision surface, confidence limit, wear surface, Evidence, the running

C.М. Братан, В.Б. Богуцький, А.Л.Бузько АНАЛІЗ І ПОРІВНЯЛЬНА ХАРАКТЕРИСТИКА МЕТОДІВ ПІДГОТОВКИ ПРЕЦИЗІЙНИХ ПО-ВЕРХОНЬ МАЛИХ ЦИЛІНДРОВИХ СПОЛУЧЕНЬ ДО ЗБІРКИ У статті розглянуті методи фінішної обробки точних поверхонь малих циліндрових з'єднань. Ключові слова: прецизійна поверхня, довірча межа, зносостійкість поверхні, доведення, обкатування.


© Баласанян Б.С., Баласанян А.Б., Гаспарян П.Ю.; 2014

58

УДК 519.242.812 Б.С. Баласанян, д-р техн. наук, проф., А.Б. Баласанян, канд. техн. наук, доц.,

П.Ю. Гаспарян, канд. техн. наук., доц. Фонд «Армянский Национальный политехнический университет»

Степанакертский филиал Армянского национального аграрного университета Тел./факс: 01052-46-29: Е-mail: [email protected]

МЕТОДИКА РАЗВИТИЯ ПРАКТИЧЕСКИХ НАВЫКОВ СТУДЕНТОВ ДЛЯ

ПРОВЕДЕНИЯ НАУЧНЫХ ЭКСПЕРИМЕНТОВ

Разработана методика создания и программа «черного ящика» в виде вирту-ального объекта исследований различных технологических процессов близких к реаль-ным условиям, которая позволяет за одно занятие организовать виртуальный экспе-римент, получить и обработать его данные.

Ключевые слова: LabView, виртуальный «черный ящик», планирование, экспе-римент, исследование.

1. Введение Одним из основных трудностей, как для студентов, так и аспирантов и молодых

исследователей, при изучении теории планирования и проведения научных экспери-ментов, является невозможность в течение одного занятия организовать физический эксперимент по заданному плану исследований и получить экспериментальные резуль-таты, что снижает эффективность усвоения изучаемых материалов. Это связано с тем, что традиционные методы исследований так называемые «пассивные эксперименты» требуют больших затрат времени, сил и средств, т.к. основаны на поочередном варьи-ровании отдельных независимых переменных факторов в условиях, когда остальные стремятся сохранить неизменными [1,2]. Применение методов планирования экспери-ментов позволяет достаточно много раз сократить число опытов, однако и в этом слу-чае в связи с ограниченностью по времени, в пределах одного занятия не оказывается возможным получение экспериментальных данных на основе проведения физического эксперимента [1,2]. Поэтому результаты экспериментальных данных, как правило, вы-даются преподавателем, вследствие которого у студентов возникает большое число во-просов в силу не понимания того, как эти данные получены и откуда они взялись. И во-обще что означает проведение экспериментальных исследований? Такой подход не по-зволяет достаточно полно изучить общие методы проведения эксперимента и не обес-печивает возможности развития у студентов творческого и научного мышления.

В этой связи была поставлена задача разработать виртуально средство в виде виртуально исследуемого объекта, исследуемые параметры которого зависят от его пе-ременных входных параметров согласно известным закономерностям некоторого тех-нологического процесса. Наличие такого прибора, обычно называемого «черным ящи-ком», позволит во время проведения всего одного занятия провести виртуальные экс-периментальные исследования некоторого технологического процесса и получить ре-зультаты экспериментов для дальнейшей их математической обработки.

2. Методика разработки виртуального «черного ящика»



59

Широко известно, что любой экспериментально исследуемый объект или техно-логический процесс можно рассматривать в виде «черного ящика», для которого х1, х2, х3, …, хk — входные измеряемые и регулируемые параметры; W1, W2, W3, …, Wl — не-контролируемые, случайным образом изменяющиеся параметры («шум» объекта); Y1, Y2, Y3, …, Ym — выходные параметры [2,3]. Параметры х1, х2, х3, …, хk являются ос-новными, поскольку они определяет условия эксперимента. Неконтролируемые пара-метры W1, W2, W3, …, Wl случайным образом оказывают влияние как на входные, так и выходные параметры. Очевидно, что для приближения к реальным условиям проведе-ния экспериментальных исследований виртуальный «черный ящик» должен содержать внутри неизвестную для студента модель этого объекта, а его входные и выходные па-раметры должны иметь возможность случайным образом меняться в определенных пределах, заданных преподавателем или самим студентом. Для их задания можно вос-пользоваться формулами:

)01,01( iiir Rxx , )01,01( jjjr RYY , где irx - случайная величина i-го входного параметра, ix - i-ый входной параметр,

jrY - случайная величина j-го выходного параметра, jY - j-ый выходной параметр, iR и

jR - соответственно величины случайных изменений параметров ix и jY , выражен-ные в %. В качестве неизвестного для студента экспериментального объекта в вирту-альный «черный ящик» можно ввести ту, или иную математическую модель как в на-туральных, так и в кодовых значениях входных параметров, полученную на основе ре-зультатов ранее проведенных известных экспериментальных исследований, например: известные характеристики электродвигателей переменного или постоянного тока, из-вестные характеристики процесса резания лезвийным инструментом в зависимости от режимов резания и др.

3. Разработка виртуального «черного ящика» Как известно [4,5] National Instruments LabVIEW представляет собой высокоэф-

фективную среду графического программирования, в которой можно создавать гибкие и масштабируемые приложения измерений, управления и тестирования с минимальны-ми временными и денежными затратами, которая широко используется в промышлен-ности, образовании и научно-исследовательских лабораториях в качестве стандартного инструмента для сбора данных и управления приборами. LabVIEW - мощная и гибкая программная среда, применяемая для проведения измерений и анализа полученных данных. LabVIEW - многоплатформенная среда. С помощью графического языка про-граммирования LabVIEW, именуемого G (Джей), можно программировать свою задачу и решать задачи различного типа, затрачивая значительно меньше времени и усилий по сравнению с написанием традиционного программного кода. Именно поэтому вирту-альный «черный ящик» разработан в программной среде LabView, блок диаграмма и лицевая панель которого представлены на на рис.1 а,б, что позволяет преподавателям и студентам, не владеющими фундаментальными основами программирования, исполь-зуя готовые функциональные блоки программной среды LabView за достаточно корот-кое время могут создать сложные работающие программы и виртуальные приборы.


60

а)

б) Рис. 1. Виртуальный «черный ящик»: а) блок диаграмма, б) лицевая панель

Виртуальный «черный ящик» разработан с возможностью варьирования десятью

входными параметрами хi в натуральных значениях, которые вводятся в окна массива xi (рис. 1). Число входных параметров достаточно просто можно увеличить или умень-шить. Аналогичные массивы использованы для ввода величин iR заданных в %, а так-же предельных значений интервалов варьирования входных параметров хi~min и хi~max в натуральных значениях. Величина случайных изменений выходного парамет-ра jY выраженная в % вводится в поле контролера jR .

Помимо готовых инструментов в программе использованы две новые подпро-

граммы. Первая из них с пиктограммой (рис.2) разработана для генерации случай-ных входных и выходных параметров irx и jrY согласно формулам (1) и (2). На первый вход этой подпрограммы посредством контролера ix в ее окно вводится величина не-которого параметра, на второй вход посредством контролера Ri вводится величина случайных изменений в % от ix (рис.2 б). В подпрограмме использованы две функции R1 и R2, генерирующих псевдослучайные числа в интервале 0…1 с равномерным зако-


61

ном распределения, разница которых дает псевдослучайные число в интервале -1…1 с тем же законом распределения. На выходе подпрограммы включен индикатор xir в окне которого, с каждым запуском, выдается новое значение величины irx . Индикаторы 1-4 (рис.2) внесены в подпрограмму для слежения за ходом расчетов величины irx .

а)

б) Рис. 2. Генератор случайных входных и выходных параметров irX и jrY :

а) блок диаграмма, б) лицевая панель

Вторая подпрограмма с пиктограммой представлена на рис.3 и предназна-чена для масштабного преобразования входных параметров в кодовые значения, кото-рое производится согласно известной формуле [3,4]: iiii xxxX /)( 0 (здесь i - номер независимого входного фактора, iX - кодированное значение i -го входного параметра,

ix - значение i -го входного параметра в натуральных единицах, 0ix - значение основно-го уровня i -го входного параметра в натуральных единицах, ix - единица масштаба в натуральных единицах). Кнопка переключения Xi & xi в одном положении посредст-вом селектора индикатором хi&Хi выводит случайную величину irX в кодовом значе-нии, в другом – ее натуральное значение (рис. 3 а).


62

а) б)

Рис. 3. Подпрограмма масштабного преобразования входных параметров: а) блок диаграмма, б) лицевая панель

Принцип работы виртуального «черного ящика» довольно простой. В массивы xi~min и xi~max вводятся соответствующие предельные значения входных параметров в натуральных значениях, а в массив Ri – величины их случайных изменений. Согласно плану проведения исследований в массив xi вводятся величины входных параметров для первого эксперимента. Контролером Rj задается величина случайного изменения выходного параметра. В зависимости от необходимого числа повторных экспериментов контролером N задается число итераций работы виртуального «черного ящика».

После запуска программы согласно математической модели исследуемого объ-екта, заданного посредством формульного узла, который в приведенном случае имеет 10 входов Х1, Х2, Х3, …, Х10 и один выход Yj (рис.1 а), N раза производится расчет величин выходного параметра, значения которых соединяются в массив Yj (рис.1). По-лученные данные студент переносит в таблицу результатов исследований и снова по-вторяет эти действия для остальных точек плана экспериментов, которые вводятся в соответствующие контролеры программы [5], которая позволяет произвести математи-ческую обработку результатов экспериментальных исследований, определить коэффи-циенты уравнения регрессии, их значимость, записать полученную математическую модель, проверить ее адекватность по заданному преподавателем критерию. В конце, математическая модель исследуемого технологического процесса сравнивается задан-ной моделью «черного ящика».

Апробация виртуального «черного ящика» в процессе преподавания для аспи-рантов ГИУА дисциплины «Планирование научного эксперимента и оптимизация» по-казала ее высокую эффективность как во время лекционных, так и практических заня-тиях. При этом повышается активность студентов и улучшается контакт преподавателя с аудиторией, что способствует как лучшему усвоению преподносимого материала, так и развитию творческого и научного мышления студентов. Между тем, применение вир-туального «черного ящика» в виде, приведенном на рис.1, имеет и недостаток, который заключается в том, что студенты снова трудно понимали, что представляют собой входные и выходные величины, в какой последовательности и в какие поля массива xi нужно их вводить, почему после запуска программы на выходе получаются сразу не-сколько значений выходной величины и др.

Для устранения этого недостатка для различных специальностей разработаны несколько виртуальных «черных ящика» в виде близких к реальным условиям вирту-альных объектов исследований, один из которых для машиностроительных специаль-ностей приведен на рис.4.


63

а)

б) г)

Рис. 4. Виртуальный «черный ящик» в виде объекта исследований процесса ре-зания металлов лезвийным инструментом: а) блок диаграмма, б) лицевая панель управления, г) лицевая панель измерения

В приведенном объекте исследований процесса резания металлов лезвийным инструментом входными величинами являются: V – скорость резания в м/мин, S – по-дача в мм/об, t – глубина резания в мм, выходными: составляющие силы резания Pz и Py в Н, шероховатость обработанной поверхности Ra в мкм, h интенсивность износа резца в мм/мин и стойкость резца T в мин, математические модели которых введены в формульный узел (рис.4.а). Скорость резания согласно плану экспериментов устанав-ливается вращением ручки, а подача и глубина перемещением движков соответствую-щих контролеров. Результаты измерений снимаются по показаниям стрелочных, циф-ровых и других визуально читаемых индикационных приборов.

Видно (рис. 4 а), что массивы входных и выходных величин заменены отдель-ными контролерами и индикаторами в виде знакомых для студентов цифровых и стре-лочных приборов управления и индикации, на которых написаны понятные для студен-та (рис. 4 б,г). Лицевая панель управления отделена от лицевой панели измерительных приборов, что сразу позволяет студентам усвоить отличие входных величин от выход-ных. Следующим отличием от прибора, приведенного на рис.1, является отсутствие цикла для повторных измерений в отдельной точке плана эксперимента. Это обуслов-лено тем, что в реальных условиях одним экспериментом невозможно сразу получить


64

несколько значений одной и той же выходной величины. Поэтому, для повторения опыта в определенной точке плана исследований студент должен запускать работу ис-следуемого объект N-ое раз без изменения величин входных параметров, что позволит приблизить виртуальные эксперименты к реальным условиям их проведения.

4. Выводы Разработана методика создания и программа «черного ящика» в виде виртуаль-

ного объекта исследований различных технологических процессов близких к реальным условиям, которое позволяет за одно занятие организовать виртуальный эксперимент, получить и обработать его данные. Его применение в учебном процессе позволит по-высить активность студентов, улучшить контакт преподавателя с аудиторией, что будет способствовать как лучшему усвоению изучаемого материала, так и развитию творче-ского и научного мышления студентов.

Список литературы: 1. Тревис Дж. LabVIEW для всех / Джеффр и Тревис: Пер. С англ. Клушин Н.А.

– М.: ДМК Пресс; ПриборКомплект, 2005. – 544 с. ISBN 5-94074-257-2 2. Хикс Ч. Основные принципы планирования эксперимента / Хикс Ч. – М.:

2013. – 203 с. ISBN 978-5-458-60207-5 3. Сидняев Н.И. Введение в теорию планирования экспериментов: учеб. посо-

бие / Н.И.Сидняев, Н.Т. Вилисова. – М.: Изд-во МГТУ им Н.Э. Баумана, 2011.-463 с. ISBN 978-5-7038-3365-0

4. Пейч Д.И., Точилин Д.А., Поллак Б.П. LabVIEW для новичков и специали-стов / – М.: ДМК Пресс; ПриборКомплект, 2004. – 384 с. ISBN 5-93517-152-Х

5. Баласанян Б.С., Баласанян А.Б., Акопян Х.Н, Гулоян К.Х. Виртуальный при-бор в среде LabVIEW для исследования трех факторных экстремальных технологиче-ских процессов // Сборник трудов МНТК «Технологии и техника автоматизации – 2014», 9-15 июля 2012г. Ереван: 2012., ГИУА (Политехник), Чартарагет, 2012. С.248-54. ISBN 978-9939-55-781-6


B.S. BALASANYAN, A.B. BALASANYAN P.Ju. GASPARYAN METHOD DEVELOPMENT PRACTICAL SKILLS OF STUDENTS TO CONDUCT SCIENTIFIC EXPERIMENT

A method of creating and software "black box" in the form of a virtual object of studies of different processes are close to reality, which allows for one session to organize a virtual experiment to obtain and proc-ess data. Key words: LabView, virtual "black box", planning, experiment, research.

Б.С. БАЛАСАНЯН, А.Б. БАЛАСАНЯН, П.Ю. ГАСПАРЯН МЕТОДИКА РАЗВИТИЯ ПРАКТИЧЕСКИХ НАВЫКОВ СТУДЕНТОВ ДЛЯ ПРОВЕДЕНИЯ НАУЧНЫХ ЭКСПЕРИМЕНТОВ

Разработана методика создания и программа «черного ящика» в виде виртуального объекта исследований различных технологических процессов близких к реальным условиям, которая позволяет за одно занятие организовать виртуальный эксперимент, получить и обработать его данные. Ключеві слова: LabView, виртуальный «черный ящик», планирование, эксперимент, исследование.


© Букин С.Л., Букина А.С., Селиверстов В.В.; 2014 65

УДК 621.01/.03 С.Л. Букин, канд. техн. наук, доц., А.С. Букина, магистрант,

В.В. Селиверстов, студ. Донецкий национальный технический университет

83000, г. Донецк, ул. Артема, 58, Украина Тел./Факс: +38 (062) 3043482; E-mail: [email protected]

ДИНАМИЧЕСКАЯ МОДЕЛЬ ОДНОМАССОВОЙ ВИБРОМАШИНЫ С КАР-

ДАННЫМ ВАЛОМ В ТРАНСМИССИИ ДЕБАЛАНСНОГО ВОЗБУДИТЕЛЯ КОЛЕБАНИЙ

Статья посвящена изучению возможностей возбуждения полигармонических ко-

лебаний в одномассовой вибрационной машине. Рассмотрена работа одношарнирного карданного вала в трансмиссии инерционного возбудителя колебаний. Разработана математическая модель колебательной системы с учетом шарнира Гука в трансмис-сии вибрационного привода. Модель представлена в виде единой электромеханической системы. Программный комплекс разработан в среде Matlab. Предполагается иссле-довать область рабочих режимов и влияния основных конструктивных параметров системы на динамические показатели вибрационной машины. Ключевые слова: Вибрационная машина, дебалансный возбудитель колебаний, транс-миссия, одношарнирный карданный вал, неравномерность вращения, динамическая мо-дель, полигармонические колебания.

1. Введение Вибрационные машины находят широкое применение в горной промышленности.

На обогатительных фабриках и комбинатах, карьерах, шахтах эксплуатируются вибра-ционные грохоты, питатели и конвейеры, вибрационные мельницы и дробилки, разно-образные сепараторы вибрационного типа и другие виды вибромашин. Среди них зна-чительный удельный вес принадлежит одномассовым вибромашинам инерционного типа. Доказано, что одним из направлений повышения показателей качества современ-ных вибромашин является использование негармонических законов колебаний испол-нительного органа [1,2]. Так, полигармонические колебания могут существенно повы-сить качественно-количественные характеристики работы вибромашин, предназначен-ных для переработки сырья с трудными условиями их эксплуатации [3,4].

2. Основное содержание и результаты работы Известно, что полигармонические колебания могут возбуждаться разнообразными

способами в линейных динамических системах или за счет использования нелинейных колебаний [5]. Оба из этих направлений имеют как достоинства, так и недостатки. По-этому задача поиска наиболее удачных технических решений среди возможных вари-антов является актуальной. Особый интерес представляют способы возбуждения поли-гармонических колебаний наиболее распространенных инерционных вибромашин с де-балансным виброприводом.

Большинство одномассовых инерционных вибромашин работает в далекозарезо-нансном режиме: рабочая угловая скорость вращения вибровозбудителя существенно выше собственной частоты колебательной системы. Поэтому для достижения рабочей частоты вращения вала вибровозбудителя колебательная система должна пройти через резонанс. При этом амплитуда колебаний рабочего органа вибромашины с закреплен-



66

ным на нем вибровозбудителем резко возрастает. Этот процесс повторяется и при вы-беге приводного электродвигателя возбудителя колебаний. В связи с этим в составе трансмиссии вибропривода обязательно предусматривают подвижное звено для надеж-ной передачи вращающего момента электродвигателя дебалансному валу вибромаши-ны. В качестве такого элемента используются разнообразные упругие муфты и кардан-ные валы, причем предпочтительное применение в отечественных вибромашинах на-ходят упругие лепестковые муфты. Объясняется это, прежде всего, их низкой стоимо-стью, а также возможностью самостоятельного изготовления быстроизнашиваемых элементов (лепестков) на месте эксплуатации машины. Кроме того в составе трансмис-сий приводов вращения вибровозбудителей инерционных вибромашин (в основном за-рубежных) используются карданные передачи, например, в виброгрохотах (рис. 1), вибрационных дробилках и мельницах, вибропитателях и пр.

Рис. 1. Вибрационный грохот инерционного типа с карданной передачей в трансмиссии дебалансного вибровозбудителя

Карданная передача (шарнир Гука) — механизм, передающий крутящий момент между валами, пересекающимися в центре карданной передачи и имеющими возмож-ность взаимного углового перемещения, широко используется в различных машинах и механизмах, когда трудно обеспечить соосность вращающихся элементов. Это свойст-во карданного механизма обусловило его широкое применение в различных машинах, в


67

которых по условиям работы необходимо изменение взаимного расположения валов, передающих вращение.

Карданная передача состоит из трех основных элементов: карданных шарниров или карданных муфт, валов и опор (не обязательно). Карданные валы (рис. 2) чаще всего изготавливают из тонкостенных труб, к одному концу которых приваривают непод-вижную вилку шарнира, а к другому - шлицевую втулку, соединенную со скользящей вилкой шарнира.

Рис. 2. Конструкция двухшарнирного карданного вала: 1 – фланец-вилка; 2 – игольчатый подшипник; 3 – уплотнение; 4 – крестовина; 5 –

скользящая вилка; 6 – гайка; 7, 9, 11 – разрезные шайбы; 12 – вал; 13 – стопорная пла-стина; 14 – опорная пластина

Шарниры карданной передачи состоят из неподвижной или скользящей вилки, фланца-вилки и крестовины, установленной в ушках вилок на игольчатых подшипни-ках. В конструкции карданных валов применено подвижное шлицевое соединение, не-обходимое для компенсации изменения длины вала при работе машины.

По числу применяемых шарниров (карданных муфт, шарниров Гука) передачи бы-вают одношарнирные, двухшарнирные, трехшарнирные и т. д.

Применение карданных передач позволило выявить их важную особенность - не-синхронность вращения валов. Было установлено, что при равномерном вращении ве-дущего вала ведомый вал вращается неравномерно, причем неравномерность тем больше, чем больше угол между осями валов [6-10]. Т. е. при передаче вращения между двумя валами передаточное число непостоянно. Такую карданную передачу назвали асинхронной, а шарнир – шарниром неравных угловых скоростей. Это свойство одно-шарнирной передачи исключает возможность ее применения во многих устройствах. Отчасти этот недостаток может быть скомпенсирован использованием на одном валу пары шарниров, повёрнутых на четверть оборота друг относительно друга, причем вилки шарниров должны лежать в одной плоскости. Поэтому наибольшее распростра-нение получила двухшарнирная передача, имеющая два шарнира и связывающий их карданный вал.

Асинхронная карданная передача состоит из двух валов (рис. 3), повернутых отно-сительно друг друга под углом β и соединенных между собой крестовиной. Один вал

1 2

3 4 5

6 7 8 9 10 11 12

13 14


68

(ведущий) соединен с приводным электродвигателем вибромашины, второй (ведомый) - с неуравновешенным валом вибровозбудителя.

Рис. 3. Расчетная схема шарнира Гука Динамическим исследованиям инерционных колебательных систем посвящено

большое количество работ. Так, например, в работе [11] рассмотрена динамика вибра-ционного грохота с инерционным возбудителем колебаний с учетом статической ха-рактеристики двигателя. В работе [12] рассмотрена возможность возбуждения доста-точного уровня супергармонических колебаний рабочего органа инерционной вибро-машины путем ввода в трансмиссию упругого элемента. Однако эти динамические мо-дели разработана на основе предположения, что трансмиссия между двигателем и виб-ровозбудителем имеет неизменяемое передаточное отношение.

Таким образом, изучив кинематику одношарнирной карданной передачи можно предполагать, что неравномерность вращения ведомого неуравновешенного вала может быть использована для возбуждения колебаний рабочего органа вибромашины с более высокими гармониками, чем основная, Конструкция такого полигармонического виб-ровозбудителя инерционных вибромашин представляется весьма перспективной, вследствие ее очевидной простоты, небольшой стоимости и надежности в работе.

Цель и задачи работы: изучение возможности возбуждения полигармонических колебаний в одномассовой инерционной вибромашине с карданным валом в трансмис-сии центробежного вибровозбудителя дебалансного типа.

Для достижения поставленной цели необходимо решить следующие задачи: разработать математическую модель одномассовой колебательной системы с

карданным валом в трансмиссии центробежного вибровозбудителя дебалансного типа; исследовать область рабочих режимов, оценить условия возбуждения полигар-

монических колебаний и влияние основных конструктивных параметров системы на динамические показатели вибромашины;

выполнить комплекс лабораторных исследований на физической модели. Настоящая статья посвящена решению первой задачи исследования. Перейдем к рассмотрению колебательной системы, динамическая расчетная схема

которой приведена на рис. 4. Вибромашина (рис. 4) состоит из рабочего органа 1, на котором закреплен центро-

бежный вибровозбудитель 2 дебаласного типа, виброизоляторов 3, электродвигателя 4 и карданного вала 5.

φв

φд

β

ωд


69

Рис. 4. Динамическая расчетная схема вибромашины

При составлении расчетной схемы и уравнений движения подвижных масс вибро-машины прияты традиционные допущения:

- рабочий орган является абсолютно твердым телом; - ось вращения неуравновешенных масс вибровозбудителя горизонтальна; - элементы трансмиссии, валы вибровозбудителя и электродвигателя абсолютно

жесткие; - деформация упругих элементов происходит по линейной зависимости; - учет внутренних сопротивлений в упругих элементах основывается на гипотезе

вязкого трения; - влиянием технологической нагрузки пренебрегаем. Введем следующие обозначения: m - масса рабочего органа; mв, Iв - масса и мо-

мент инерции неуравновешенных частей вибровозбудителя соответственно; Iд, Iкв - центральный момент инерции ротора электродвигателя привода вибровозбудителя и карданного вала соответственно; rв - эксцентриситет дебалансного вибровозбудителя (расстояние от оси вращения до центра неуравновешенных масс - дебалансов); cx, cz - суммарные коэффициенты жесткостей виброизоляторов в направлении осей x и z; bx, bz - коэффициенты вязких сопротивлений виброизоляторов; φ0 – угол установки вилки шарнира Гука относительно оси, проходящей через центр массы дебалансов и осью их

y A

B

B

z

β

φ

φ

z

x

c

b

m

A

B


70

вращения. В качестве электродвигателя привода вибровозбудителя применяем асин-хронный электродвигатель ограниченной мощности.

За обобщенные координаты принимаем абсолютные координаты: q1=x, q2=z, q3=φв.

Рассмотрим кинематику шарнира Гука. При вращении вала приводного электро-двигателя с постоянной угловой скоростью ωд он поворачивается вокруг оси на угол φд=ωдt, а ведомый вал (вал вибровозбудителя), вращающийся с неравномерной угло-вой скоростью ωв, поворачивается вокруг своей оси на угол φв. Из теории механизмов известно [6, 7], что угол поворота ведомого вала φв зависит от угла разворота валов β и выражается уравнением

1tan cos tan ,в д

а угловая скорость вращений ведомого вала равна

2 2 2 2 2cos cos .

sin cos cos 1 sin cosд д

вд д дt

(1)

0 1 2 3 4 5 60.6

0.8

1

1.2

1.4

1.6betta=15 gradbetta=30 gradbetta=45 grad

fi

i

Рис. 5. Зависимости передаточного отношения i трансмиссии привода вибровоз-будителя от угла разворота валов β

На рис. 5 приведены графики переменного передаточного отношения

в дi трансмиссии привода вибровозбудителя в зависимости от угла разворота ва-лов β.

На первом этапе исследований нас будут интересовать динамические параметры колебательной системы в стационарном (рабочем) режиме. Доказано: если работа дви-


71

гателя протекает в области устойчивой части его характеристики, а загрузка колеблется в ограниченном диапазоне, то с достаточной точностью можно пользоваться упрощен-ной линейной статической характеристикой [11]. Поэтому для описания асинхронного электродвигателя привода вибровозбудителя используем статическую характеристику Клосса, которая удовлетворительно воспроизводит механическую характеристику в об-ласти малых скольжений (от s = 0 до s = sк).

Приближенное уравнение механической характеристики асинхронного двигателя в

виде статической характеристики Клосса [12] имеет вид

( ) 2 ,кк

к

ssL Ls s

где ,с сs к с к сs - текущее и критическое скольжение ротора электродвигателя соответственно;

ωс, ωк – синхронная и критическая угловые скорости вращения ротора двигателя соответственно;

- скорость вращения ротора двигателя, близкая к номинальной ωн;

к нL L – максимальный (критический) момент двигателя;

нL - номинальный момент двигателя; λ – кратность пускового момента относительно номинального, определяемая из

уравнения

2 1 ,к нs s

к с к сs - номинальное скольжение ротора электродвигателя. 3. Динамическая модель колебательной системы Опустив промежуточные выкладки, приведем уравнения движения колебательной

системы в окончательном виде

2

2

т

cos sin ,

sin cos ,

cos sin ( ) ,

x в в в в в в

z в в в в в в

в в в в в в

Mx c x x m r

Mz c z z m r

I m r x z g iL L

(2)

где: M = m + mв; I = Iв + mвrв

2 + Iд + Iкв; bx= xcx, bz= zcz; x, z - коэффициенты сопротивления материала, из которого изготовлены упру-гие элементы опорных виброизоляторов (логично принять x= z= ); g - ускорение свободного падения; Mт - момент сил трения в подшипниках вибровозбудителя; i – передаточное отношение трансмиссии, равное


72

2 20cos 1 sin cos .нi t

Момент Mт определяется как [11]

2т 0,5 ,в в в в вL f d m r

где: fв - приведенный к внутреннему диаметру подшипника вибровозбудителя коэффи-

циент трения; dв - диаметр внутреннего кольца подшипника вибровозбудителя.

В полученной системе дифференциальных уравнений (2) первые два уравнения описывают движение центра массы рабочего органа вибромашины, третье – вращение неуравновешенной массы (дебаланса) инерционнного вибровозбудителя.

В виду нелинейности система уравнений (2) не имеет точного решения, поэтому для ее анализа предполагаем использовать широко распространенный численный метод Рунге-Кутты. Метод Рунге-Кутты – одношаговый метод численного решения задачи Коши для системы обыкновенных дифференциальных уравнений. Для численного ре-шения необходимо систему (2) дифференциальных уравнений второго порядка преоб-разовать в систему дифференциальных уравнений первого порядка, после чего систему решаем относительно старших производных.

Математическая модель совместной динамики инерционной вибромашины и элек-тродвигателя привода разработана как единая электромеханическая система и реализо-вана в виде программного комплекса в среде Matlab.

4. Заключение Из анализа научно-технической литературы следует, что особенностью работы

шарнира Гука является то, что при равномерном вращении ведущего вала ведомый вал вращается неравномерно. Коэффициент неравномерности тем больше, чем больше угол между осями валов. Таким образом, при передаче вращения между двумя валами пере-даточное число непостоянно. Эту особенность целесообразно использовать для возбу-ждения полигармонических колебаний рабочего органа инерционных вибромашин с дебалансным возбудителем колебаний. Составлена динамическая модель машины с учетом взаимодействия колебательной системы с электродвигателем привода вибро-возбудителя ограниченной мощности. Эта модель, как единая электромеханическая система, реализована в виде программного комплекса в среде Matlab.

Список литературы: 1. Гончаревич И.Ф. О повышении производительности и рентабельности промыш-

ленных нанотехнологий. М.: РИА. Секция «Горное дело». - 2010. [электронный ресурс] – Режим доступа: http://www.slaviza.ru/mashinostroenie/

2. Гончаревич И.Ф. Вибротехника в горном производстве. - М.: Недра, 1992. -318 с. 3. Интенсификация технологических процессов вибромашин путем реализации би-

гармонических режимов работы / С.Л. Букин, С.Г. Маслов, А.П. Лютый и др. // Збага-

http://www.slaviza.ru/mashinostroenie/


73

чення корисних копалин: Наук.-техн. зб. – 2009. – Вип. 36 (77) - 37 (78). – С. 81-89. ISSN 0135-2326.

4. Применение вибрационной техники с бигармоническим режимом колебаний при обогащении углей / Е.Е. Гарковенко, Е.И. Назимко, С.Л. Букин и др. // Уголь Украины, май 2011, С. 41-44. ISSN 0041-5804.

5. Вибрации в технике: Справочник в 6 томах. Т.4. Вибрационные процессы и ма-шины / Под ред. Э.Э. Лавендела. - М.: Машиностроение, 1981.- 509 с.

6. Артоболевский И.И. Механизмы в современной технике: Справочное пособие в 7 томах. Т. 2: Кулисно-рычажные и кривошипно-ползунные механизмы. – М.: Наука, 1981. – 297 с.

7. Кожевников С.Н. Теория механизмов и машин: Учеб. пособие для вузов. Изд. 4-е, исп. – М.: Машиностроение, 1973. - 592 с.

8. Малаховский Я.Э. Карданные передачи / Я.Э. Малаховский, А.А. Лапин, Н.К. Веденеев – М.: Машгиз, 1962. – 287 с.

9. Автомобили. Конструкция, конструирование и расчет. Трансмиссия. / Под ред. А.И. Гришкевича. - Минск.: Выш. шк., 1985. – 240 с.

10. Проектирование трансмиссий автомобилей: Справочник / Под общ. ред А.И. Гришкевича // - М.: Машиностроение, 1984. -272 с.

11. Пресняков В.К. Динамика вибрационных грохотов с инерционным возбудите-лем колебаний с учетом характеристики двигателя / В.К. Пресняков, З.Е. Филер // Тр. ин-та Гипромашуглеобогащение: Углеобогатительное оборудование. Т. 1. – М.: Недра, 1965. – С. 121-126.

12. Сипайлов Г.А. Электрические машины: Специальный курс / Г.А. Сипайлов, Е.В. Кононенко, К.А. Хорьков. – М.: Высшая школа, 1987. - 287 с.

Поступила в редколлегию 26.12.2014.

S. Bukin, A. Bukina, V. Seliverstov DYNAMIC MODEL ONE MASS VIBRATING MACHINE WITH PROPSHAFT IN TRANSMISSION DEBALANCE EXCITER OF VIBRATIONS

The article is devoted to studying opportunities initiation of the polyharmonic fluctuations in the one-mass vibrating machine. Operation of the one-hinged driveshaft in transmission inertial activator of fluctuations is considered. The mathematical model oscillatory system taking into account Guk's hinge in the vibration drive is developed. The model is presented in the form of uniform electromechanical system. The program complex is developed in the environment of Matlab. Research area of operating modes and influence key design data of system on dynamic indicators vibrating machine is supposed. Keywords: vibrating machine, inertial activator of fluctuations, transmission, one-hinged driveshaft, unevenness of rotation, dynamic model, polyharmonic fluctuations С.Л. Букін, А.С. Букіна, В.В. Селіверстов ДИНАМІЧНА МОДЕЛЬ ОДНОМАСОВОЇ ВІБРАЦІЙНОЇ МАШИНИ З КАР-ДАННИМ ВАЛОМ В ТРАНСМІСІЇ ДЕБАЛАНСНОГО ЗБУДНИКА КОЛИВАНЬ

Стаття присвячена вивченню можливостей збудження полігармонійних коливань в одномасової вібраційної машині. Розглянуто роботу одношарнірного карданного валу в трансмісії інерційного збуд-ника коливань. Розроблено математичну модель коливальної системи з урахуванням шарніра Гука в вібраційному приводі. Модель представлена у вигляді єдиної електромеханічної системи. Програмний комплекс розроблен в середовищі Matlab. Передбачається дослідження області робочих режимів і вплив основних конструктивних параметрів системи на динамічні показники вібраційної машини. Ключові слова: Вібраційна машина, дебалансний збудник коливань, трансмісія, одношарнірний кардан-ний вал, нерівномірність обертання, динамічна модель, полігармонійні коливання


© Бутенко В.И., Дуров Д.С., Шаповалов Р.Г.; 2014 74

УДК 621.9.048.6:539.3 В.И. Бутенко, д-р техн. наук, проф., Д.С. Дуров, канд. техн. наук, доц.,

Р.Г. Шаповалов, канд. техн. наук, доц. Южный Федеральный университет, Россия

Тел/Факс: +7(8634) 371-622; E-mail: [email protected]

НАПРЯЖЁННО-ДЕФОРМИРОВАННОЕ СОСТОЯНИЕ МАТЕРИАЛА ПРИ ФРИКЦИОННО-СИЛОВОМ ВЗАИМОДЕЙСТВИИ ИНДЕНТОРА

С ОБРАБАТЫВАЕМОЙ ПОВЕРХНОСТЬЮ ДЕТАЛИ

В статье рассмотрено напряжённо-деформированное состояние материала при фрикционно-силовом взаимодействии индентора инструмента с поверхностью детали в процессе отделочно-упрочняющей обработки. Полученные зависимости оп-ределили условия осуществления наноструктурирования материала поверхностного слоя деталей, выбор конструкции упрочняющего инструмента и его геометрию. Ключевые слова: индентор, деталь, деформация, материал, функция, ползучесть, на-пряжение, релаксация.

1. Введение. Важнейшей проблемой современного машиностроительного производства явля-

ется получение деталей с высокими эксплуатационными свойствами. Достичь этого можно путём направленного наноструктурирования материала поверхностного слоя детали в процессе её финишной обработки [1, 2]. Анализ имеющихся литературных данных свидетельствует о том, что наиболее перспективным способом наноструктури-рования материала поверхностного слоя детали является отделочно-упрочняющая об-работка (ОУО), выполняемая с использованием твёрдосплавных и алмазных инстру-ментов (инденторов). Характерной особенностью наноструктурирующей ОУО поверх-ностей деталей машин является направленная деформируемость материала поверхно-стном слое и сильное влияние времени деформирования на его поведение. Эти особен-ности в поведении обрабатываемого материала были приняты определяющими при ма-тематической формулировке и решении задачи о напряженно-деформированном со-стоянии материала поверхностного слоя деталей при наноструктурирующей ОУО и формировании градиентных слоёв, которые вследствие изменения параметров структу-ры, плотности дефектов, сдвиговых явлений и других факторов позволяют существен-ным образом повлиять на эксплуатационные характеристики детали [3].

2. Основное содержание и результаты работы Пусть εij – тензор малых деформаций, отнесённый к декартовой ортогональной

системе координат xi, а σij – соответствующий тензор напряжений. Тогда анализ напря-жённо-деформированного состояния материала при фрикционно-силовом взаимодейст-вии индентора инструмента с обрабатываемой поверхностью детали при ОУО сводится к рассмотрению соотношения [4]

,tτΘ,τεF=σ tijijij0

to ≤ τ ≤ t, (1)

где Fij – функционалы по времени τ от деформаций и температуры Θ; to, t – начальное и конечное время анализа напряжённо-деформированного состояния обрабатываемого материала.



75

Естественно, что в некоторой области исходного ненапряжённого и недеформи-руемого материала поверхностного слоя обрабатываемой детали имеет место линей-ность механических свойств, при котором функционалы Fij удовлетворяют следующим условиям:

;τεF+τεF=τε+τεF klijklijklklij2121

,τεaF=τaεF klijklij (2)

где 1kl , 2

klε – некоторые текущие значения тензора деформаций ij ; а – некоторый чи-словой коэффициент.

Принимая процессы структуробразования при ОУО изотермическими, соотно-шения (1) и (2) можно представить в следующем виде:

;τdeτt,R=S ijt

ij 0

,τvdτt,R=σt0

1 (3)

где Sij, eij – девиаторы тензоров напряжений и деформаций; σ – среднее нормальное на-пряжение в материале поверхностного слоя; v – относительное изменение объёма ма-териала в наноструктурированном слое;

;σδσ=S ijijij ;δvε=e ijijij 31

;σ=σ kk31 ;ε=v kk (4)

R, R1 – универсальные для данного материала детали функции, определяемые фрикци-онно-силовым и тепловым воздействиями в зоне контакта индентора с обрабатываемой поверхностью.

Свойства материалов, описываемые соотношениями (3), неинварианты относи-тельно изменения начала отсчёта времени, вследствие чего функции R(t), R1(t) называ-ют функциями сдвиговой и объёмной релаксации. Поэтому напряжения σ и Sij, опреде-ляющие напряжённо-деформированное состояние материала приповерхностного слоя детали и обусловливающее его наноструктурирование, выражают через деформации εij, используя интегралы Стильтьеса, которые впервые предложил Больцман в следующем виде:

;τvdτtR=σt

0

1 ,τdeτtR=S ijt

ij 0

(5)

или

;τdστtП=vt

0

1 ;τdSτtП=e ijt

ijij 0

(6)

здесь П(t), П1(t) – функции сдвиговой и объёмной ползучести обрабатываемого мате-риала соответственно.

Если функции eij(τ) и τv имеют при 0 ≤ τ ≤ t интегрируемые (в обычном смыс-ле, по Риману) производные deij/dτ, dτvd / , то соотношения (5) примут следующий вид:

dττdτ

vdτtR=σt

0

1 ; .0

dτdτ

deτtR=S ijt

ij (7)

При аналогичных условиях соотношения (6) можно переписать в виде зависимо-стей

dττdτσdτtП=v

t

01 ; .

0dτ

dτdS

τtП=e ijtij (8)


76

Если провести интегрирование по частям выражения для определения Sij (7), то получится

dτττeτtR+teR=St

ij'

ijij 0

0 , (9)

где .dtdR=(t)R'

Считая, что при малых значениях времени t соотношение (9) асимптотически переходит в закон Гука, можно принять R(0)=2G, где G – модуль сдвига материала по-

верхностного слоя детали. Тогда, введя обозначение ,dt

tdR=tГ из соотношения (9)

получается:

.20

dττeτtГtGe=S ijt

ijij (10)

Аналогично из формулы (7), представляющей собой выражение для определения напряжения σ, можно получить

dτττθτtГθK=σt

0

10 , (11)

где К0 = R1(0), ;dt

tdR=tГ 11

здесь К0 – модуль объёмного сжатия материала поверхностного слоя при ОУО детали. Соотношения (8) для определения v и eij также можно привести к виду, удобно-

му для аналитического изучения напряжённо-деформированного состояния материала в приповерхностном слое детали, подвергнутой ОУО:

dτττστtK+tσK

=vt

0

10

1 ; dτττSτtK+tS=e ijt

ijij 02G

1 , (12)

где ;dt

tdП=tK ;dt

tdП=tK 11 ;=П

2G10

01

10К

=П при условии, что

R(0)·П(0) = 1 и R1(0)·П1(0) = 1. Функции Г(t) и Г1(t), входящие в соотношения (10) и (11), обычно называют яд-

рами соответственно сдвиговой и объёмной релаксации материала, а функции К(t) и R1(t), входящие в соотношения (12), – ядрами сдвиговой и объёмной ползучести. Сле-дует отметить, что соотношения типа (12), в которых деформации выражаются через напряжения в виде интегралов Римана, впервые предложил Вольтера.

Анализ полученных выражений (10) – 12) свидетельствует о том. что из четырёх ядер К, Г, К1, Г1 лишь два являются независимыми. Действительно, если, например, в соотношении (10) считать заданными функции Sij(t), то соотношение (10) можно рас-сматривать как интегральное уравнение относительно девиатора деформаций eij. Реше-ние этого уравнения имеет вид второго соотношения (12). Поэтому подстановка выра-жения (10) для определения Sij во второе соотношение (12) должна давать тождество при любых функциях eij(t). Исходя из этого, можно получить следующее соотношение, связывающее ядра сдвиговой ползучести K(t) и релаксации Г(t):

.22G1

0tGK=dττKτtГ+tГ

t (13)


77

Аналогично можно найти соотношение, связывающее ядра объёмной ползучести К1(t) и релаксации Г1(t):

.1101

011

0tKK=dττKτtГ+tГ

K

t (14)

Учитывая обозначения (4), из соотношений (13) и (14) можно получить следую-щую формулу определения текущего напряжения σij в материале поверхностного слоя детали, подвергаемой ОУО, через деформацию εij:

dττvτtГτtГδGS+vGK=σ

tijijij

010 3

1232 .

0dττετtГ ij

t 15)

Обратные выражения деформации εij через напряжения σij будут иметь следую-щий вид:

+dττστtKτtKδ+σ+σδ=St

ijijijij

01

0 31

2G1

2G1

3K1

.0

dττστtK+ ijt (16)

Если в качестве исходных данных принять условия (5) и (6), то напряжения σij через деформации εij могут быть представлены следующим соотношением:

,τdετtR+τvdτtRτtRδ=σ ijtt

ijij

001 3

1 (17)

которое, будучи разрешённым относительно деформаций εij, имеет вид

.31

001

tij

tijij dtПvdtПtП (18)

Функции П(t), П1(t), R(t), R1(t), входящие в соотношения (16) – (18), не зависят от вида напряжённого состояния материала поверхностного слоя детали, подвергнутой ОУО, и потому могут быть определены по результатам дополнительных эксперимен-тальных исследований. Так, например, функция сдвиговой ползучести П(t) может быть определена из результатов исследования материала на ползучесть при чистом сдвиге (например, при кручении тонкостенной трубки). В этом случае единственная отличная от нуля компонента σ12 тензора напряжений имеет вид

,thσ=tσ 01212 (19)

где h(t) – единичная функция Хевисайда:

.0,1;0,0

)(tt

th (20)

Подставляя (19) в соотношение (18), можно найти отличную от нуля компоненту тензора деформаций ε12 в виде следующей зависимости:

,tПσ=dττδτtПσ=εt 0

120

01212 t ≥ 0. (21)

В полученной зависимости δ(τ) – дельта функция Дирака: δ(τ) = .τh' При вы-числении интеграла в зависимости (21) используется следующее свойство дельта-функции:


78

,tf=dττδτt,ft

,00 t ≥ 0. (22)

В рассматриваемом случае при проведении дополнительных экспериментальных исследований обычно измеряется деформация ползучести, как функция времени, т.е. ε12 = f12(t). Тогда, учитывая зависимость (21), для функции сдвиговой ползучести П(t) можно записать

.1120

12

tfσ

=tП (23)

Функция объёмной ползучести П1(t) может быть определена из эксперимента на ползучесть при всестороннем равномерном сжатии исследуемого материала (образца). В этом случае имеют место следующие соотношения:

σ11 = σ22 = σ33 = σ0h(t); σij = 0 при i ≠ j; σ = σ0 h(t). (24) Тогда из соотношения (17) для v = εkk получается

.0

1 τdστtП=vt

(25)

Подставляя значение напряжения σ из соотношений (24) в зависимость (25), по-лучается

,tПσ=v 10 t ≥ 0. (26) Так как в эксперименте определяется относительное изменение единичного объ-

ёма материала поверхностного слоя детали, подвергнутой ОУО, tf=v , то можно на-писать

.1

01 tf

σ=tП (27)

Следует отметить, что обе функции П(t) и П1(t) могут быть определены по ре-зультатам одного и того же эксперимента – простого растяжения образца, если, однако, при этом будут определены продольная ε11 и поперечная деформации образца ε22. Дей-ствительно, при проведении эксперимента на определение ползучести материала обра-батываемой детали при простом растяжении, вызванном фрикционно-силовым взаимо-действием индентора с поверхностным слоем, имеет место равенство [5] ,thσ=σ 0

111 а остальные компоненты напряжения σij равны нулю. Если при растяжении образца из материала исследуемой детали определены продольная ε11 и поперечная ε22 = ε33 де-формации, как функции времени ε11 = f1(t) и ε22 = f2(t), то справедливы следующие соот-ношения:

;t+tПσ=ε

2П31

31

1011 .31

31

1022

tПtПσ=ε (28)

Используя соотношения (28) и предыдущие рассуждения о значениях продоль-ной и поперечной деформаций, можно получить функциональные зависимости для оп-ределения П(t) и П1(t) следующего вида:

;tftfσ

=tП 210

1 .2f3

210

1 t+tfσ

=tП (29)

Проведением аналогичных экспериментов на релаксацию материала детали мо-гут быть определены функции сдвиговой R(t) и объёмной R1(t) релаксации материала


79

поверхностного слоя детали после ОУО. Например, при проведении эксперимента на определение релаксации при чистом сдвиге имеет место соотношение ,thε=ε 0

1212 а остальные деформации ε11, ε22 равны нулю. При этом в эксперименте одновременно оп-ределяется сдвиговые напряжение в виде функции σ12 = ψ12(t). Тогда, Учитывая ранее полученное соотношение (17), по аналогии с зависимостью (23)можно найти функцию сдвиговой релаксации материала поверхностного слоя детали после ОУО R(t) в виде следующей зависимости:

.1120

12

tψε

=tR (30)

Если функции ползучести П, П1 и релаксации R, R1 определены, ядра ползучести К, К1 и релаксации Г, Г1, входящие в формулы (15), (16), найдутся дифференцировани-ем соответствующих функций (11), (12) с учётом их преобразований. При этом следует отметить, что, если, например, ядра ползучести К, К1 определены по результатам экс-перимента, то соответствующие ядра релаксации Г, Г1 могут быть получены теоретиче-ски, как решения интегральных уравнений (13), (14). Если же ядра Г, Г1 определены независимо от результатов проводимых экспериментов, то соотношения (13), (15) мо-гут служить основанием для проверки удовлетворительности описания деформации материала поверхностного слоя детали при ОУО зависимостями (17) и (18).

3. Общий алгоритм и рекомендации Выполненные исследования позволили разработать общий алгоритм анализа на-

пряжённо-деформированного состояния материала при фрикционно-силовом взаимо-действии индентора с обрабатываемой поверхностью детали в процессе нанострукту-рирующей ОУО. В основе его лежит выполнение следующих этапов.

1. Описание свойств обрабатываемого материала универсальными функциями R и R1, определяемыми фрикционно-силовым и тепловым воздействием в зоне контакта индентора с обрабатываемой поверхностью.

2. Формирование функций сдвиговой П(t) и объёмной П1(t) ползучести обраба-тываемого материала детали.

3. Установление функциональной связи между относительным изменением объ-ёма материала в наноструктурированном слое v и его деформацией eij.

4. Получение формулы определения текущего напряжения σij в материале по-верхностного слоя детали, подвергаемой ОУО, через ядра объёмной ползучести П1(t) и релаксации Г1(t).

5. Анализ зависимостей, определяющих компоненты напряжений σij и деформа-ций ε11, ε22, ε33, сравнение их с экспериментальными данными.

4. Цифровые модели В работе представлены математические структурно-логические модели анализа

напряжённо-деформированного состояния материала при фрикционно-силовом взаи-модействии индентора с обрабатываемой поверхностью детали, включая вывод форму-лы функции сдвиговой ползучести П(t) и её использование при нахождении функции сдвиговой релаксации материала поверхностного слоя детали после наноструктури-рующей ОУО R(t). При этом показано, что ядра ползучести К и К1 могут быть опреде-лены по результатам экспериментальных исследований, а соответствующие ядра ре-


80

лаксации Г и Г1 получают теоретически, как результат решения интегральных уравне-ний (13) и (14) с последующим их преобразованием.

5. Заключение Таким образом, выполненные исследования позволили реализовать следующее. 1. Выполнен анализ напряжённо-деформированного состояния материала при

фрикционно-силовом взаимодействии индентора с обрабатываемой поверхностью де-тали в процессе наноструктурирующей ОУО.

2. Получены аналитические зависимости, определяющие условия осуществления наноструктурирующей ОУО, выбор упрочняющего инструмента и его геометрии.

3. Разработаны рекомендации по прогнозированию сдвиговой деформации и ре-лаксации материала поверхностного слоя, позволяющие обоснованно назначать пара-метры управления пластическим наноструктурированием материала поверхностного слоя при ОУО высокоресурсных и прецизионных деталей машин.

Список литературы: 1. Бутенко В.И., Дуров Д.С., Шаповалов Р.Г. Наукоёмкие технологии создания

высокоресурсных деталей машин. – Таганрог: Изд-во ЮФУ, 2014. – 404 с. 2. Бутенко В.И. Структура и свойства поверхностного слоя деталей трибосистем.

– Таганрог: Изд-во ТТИ ЮФУ, 2012. – 267 с. 3. Курзина И.А., Козлов Э.В., Шаркеев Ю.П. Градиентные поверхностные слои

на основе интерметаллидных частиц: синтез, структура, свойства. – Томск: Изд-во НТЛ, 2013. – 360 с. ISBN 978-5-89503-529-0.

4. Безъязычный В.Ф. Метод подобия в технологии машиностроения. – М.: Ма-шиностроение, 2012. – 320 с. ISBN 978-5-94275-600-0.

5. Тамаркин М.А., Тищенко А.А. Технологические основы обработки деталей ППД в гранулированных рабочих средах / Наукоёмкие технологии в машиностроении и авиадвигателестороении: Материалы 4-ой Междунар. науч.-техн. конф. Часть II. – Ры-бинск: Изд-во РГАТУ, 2012. – C. 217 – 212. ISBN 978-5-88435-446-3.


V.I. Butenko, D.S. Durov, R.G. Shapovalov C THE PRESSED-DEFORMED CONDITION OF A MATERIAL AT FRICTION-FORCE INTERACTION OF INDENTER WITH A PROCESSABLE SURFACE OF A DETAIL

In clause the pressed-deformed condition of a material is considered at friction-force interaction of the tool’s indenter with a surface of a detail in process of finishing-hardening processing. The received dependences have determined conditions of realization of a material’s nanostructuring of a superficial layer of details, choice of a design of the hardening tool and its geometry. Key words: indenter, detail, deformation, material, function, creep, pressure, relaxation.

В.I. Бутенко, Д.С. Дуров, Р.Г. Шаповалов НАПРУЖЕНО-ДЕФОРМОВАНИЙ СТАН МАТЕРІАЛУ ПРИ ФРИКЦІЙНО-СИЛОВІЙ ВЗАЄМОДІЇ ІНДЕНТОРА З ОБРОБЛЮВАНОЮ ПОВЕРХНЕЮ ДЕТАЛІ

У статті розглянутий напружено-деформований стан матеріалу при фрикційно-силовій взає-модії індентора інструменту з поверхнею деталі в процесі обробно-зміцнюючої обробки. Отримані за-лежності визначили умови здійснення наноструктуризації матеріалу поверхневого шару деталей, вибір конструкції зміцнюючого інструменту і його геометрію. Ключові слова: індентор, деталь, деформація, матеріал, функція, повзучість, напруга, релаксація.


© Витренко А.В.; 2014. 81

УДК 621.9 А.В. Витренко, ст. преподаватель

Луганский университет имени Владимира Даля, Украина Тел./Факс: +38 (0642) 413076; E-mail: [email protected]

СОЗДАНИЕ ВИНТОВОЙ ЗУБЧАТОЙ ПЕРЕДАЧИ С ЛИНЕЙНЫМ

КОНТАКТОМ ЗУБЬЕВ ЗА СЧЕТ РАЗРАБОТКИ НОВОЙ СХЕМЫ ЕЕ ФОРМООБРАЗОВАНИЯ

В представленной работе рассматриваются различные зубчатые колеса, при-меняемые в винтовых зубчатых передачах изготовление которых требует множест-ва различных технологий, а также различных зуборезных инструментов, основанных на схемах формообразования третьего класса. Такие передачи широко распростране-ны в общем машиностроении, автомобилестроении и других областях. Бесшумность и плавность работы таких передач является одним из основных их преимуществ. Одна-ко, из-за точечного характера касания зубьев в зоне контакта возникают значитель-ные удельные давления, скорости скольжения, приводящие к их низкой несущей спо-собности. В работе предлагается принципиально новая схема формообразования та-ких зубчатых колес, позволяющая получить зубчатую передачу с линейным контакт зубьев при любом их передаточном отношении. Ключевые слова: винтовая зубчатая передача, линейный контакт зубьев, схема фор-мообразования, контактная линия, профиль.

1. Введение При разработке новых конструкций зубчатых передач наиболее важной является

задача определения схемы формообразования зубчатых поверхностей, заключающаяся в нахождении профиля нарезаемого зуба в зависимости от кинематики процесса изго-товления зубьев колес и кинематики работы зубчатой пары в сконструированной ма-шине или механизме.

Зубья колес зубчатой передачи могут быть образованы при помощи сущест-вующих трех способов [1,4] их формообразования. Согласно первому способу формо-образования при движении нарезаемых зубьев относительно зуборезного инструмента определяется поверхность зуба как огибающая инструмента. При использовании вто-рого способа формообразования зубьев вначале находится вспомогательная произво-дящая поверхность, а на ее основе находится поверхность инструмента, при помощи которого будут нарезаться зубья. Что можно сказать о третьей схеме формообразования – это схема, при которой необходимо найти линейный контакт между зубьями формо-образующего инструмента и зубьями получаемого зубчатого колеса. Согласно этой схеме изготавливаемое зубчатое колесо должно работать в собранном механизме ана-логично тому, как его изготавливают на зубообрабатывающем оборудовании.

При изготовлении зубчатых колес на практике получили распространение кине-матические схемы формообразования, основанные на прямолинейном (поступатель-ном) и вращательном движениях зубчатых элементов, а также различные их сочетания. Классификация существующих схем формообразования зубчатых колес и кинематиче-ских схем для их осуществления изложены в работе [5] и базируются на сочетании раз-личных кинематических движений и различных их преобразований (поступательное



82

движение преобразуют во вращательное, а вращательное движение преобразуют в по-ступательное и т.д.).

Из перечисленного выше следует отметить, что описанные положения теории формообразования поверхностей, от которых зависит конструкция и геометрия наре-заемых зубчатых колес, требуют наиболее глубоких исследований, определяющих дальнейшее и более тщательное её совершенствование и развитие. Следовательно, воз-никает задача определения множества поверхностей зубьев зубчатых колес, обрабаты-ваемых стандартным инструментом при помощи различных кинематических схем ре-зания.

2. Основное содержание и результаты работы Положение винтового зубчатого колеса в пространстве определяется тремя ли-

нейными и тремя угловыми координатами. Переход от системы координат цилиндри-ческого зубчатого колеса к системе координат искомого винтового гиперболоидного зубчатого колеса осуществляется при помощи матриц перехода, аналогично работам [2,3].

Для осуществления такого перехода применяются, как правило, матрицы пере-хода четвертого порядка. Эта матрица при переходе к другой системе координат пред-полагает не только поворот вокруг координатной оси, совпадающей с осью одного зуб-чатого колеса, а и перемещение начала координат вдоль одной или двух координатных осей.

В данном исследовании геометрия винтового гиперболоидного зубчатого колеса определяется в зависимости от геометрии формообразующего зубчатого колеса и видов движений, которые осуществляют оба эти элемента. Поскольку оси сопрягаемых зуб-чатых колес скрещиваются, то в этом исследовании применена методика анализа со-пряженных пространственных зацеплений. Проведя анализ известных способов изго-товления различных зубчатых колес, можно сделать вывод, что передача движения ме-жду осями с заданным передаточным отношением требует, чтобы проектируемое зуб-чатое зацепление удовлетворяло ряду показателей, обеспечивающих простоту техноло-гии их изготовления, малую чувствительность к погрешностям их изготовления и сбор-ки, высокую долговечность и качество, а также высокую нагрузочную способность.

Для определения уравнения зацепления при проектировании и производстве винтовых зубчатых передач, а также передач других видов, применяется обычно кине-матический метод, который требует определения относительной скорости скольжения зубьев в данной передаче. Поэтому в качестве методики определения скорости относи-тельного скольжения в данном исследовании выбран векторный способ ее определе-ния, как наиболее простой и наглядный метод. Эта методика заключается в нахождении скоростей зубьев контактирующих звеньев, а затем скорости скольжения как разницы скоростей зубьев этих звеньев. В этом случае абсолютное движение тела определяется по его заданным относительному и переносному движениям. Если в неподвижной сис-теме координат записать уравнение движения зубчатого колеса (профиль которого из-вестен), которое меняется в зависимости от времени, то уравнение движения второго зубчатого колеса (искомого) находится согласно следующей схеме (рис. 1). На рис. 1 показано:

– неподвижная система координат; – система координат, связанная с первым зубчатым колесом;


83

– система координат, связанная со вторым зубчатым колесом (в данном случае винтовое зубчатое колесо).

При проектировании разнообразных винтовых зубчатых передач, необходимо определить основные геометро-кинематические параметры их работы, влияющие на долговечность и качество работы всего механизма.

Скорость произвольной точки зуба косозубого зубчатого колеса определяется при помощи следующего уравнения:

, (1)

где – радиус-вектор точки контакта на зубе колеса;

– вектор угловой скорости зуба косозубого колеса. Скорость точки контакта на зубе винтового зубчатого колеса (в данном случае

винтового гиперболоидного зубчатого колеса), определяется при помощи следующего уравнения:

, (2)

где – радиус вектор, описывающий точку контакта на зубе гиперболоидного колеса;

– вектор угловой скорости зуба гиперболоидного колеса; А – межосевое расстояние в передаче.

Для определения скорости относительного движения пары зубчатых колес, не-обходимой для определения износа зубчатой пары может быть применена методика

использования вектор-ного или матричного способа определения этого параметра. Отно-сительная скорость скольжения использует-ся, прежде всего, для определения уравнения зацепления в проектиру-емой зубчатой передаче при помощи кинемати-ческого метода.

Относительная скорость скольжения определяется как ско-рость относительного движения точки, жестко связанной с прямозубым или косозубым зубча-тым колесом, относи-тельно той же точки, же-стко связанной с зубом

Рис. 1. Схема переходов в системе координат одного зубчатого колеса к системе координат другого


84

винтового гиперболоидного зубчатого колеса:

12 1 2 2V V V r A

, (3) где .

Суммарная скорость перемещения контактирующих звеньев определяется как сумма скоростей контактирующих звеньев

. (4) Угол между вектором относительной скорости скольжения и направлением кон-

тактной линии необходим при проектировании зацепления пары зубчатых колес. Если этот угол стремится к нулю, то путем формообразования стружечных канавок на одном из зубчатых колес вместо гиперболоидной зубчатой пары проектируют технологиче-скую схему изготовления зубчатых колес. Если угол между контактной линией и ско-ростью скольжения стремится к максимальному значению, то получается винтовая ги-перболоидная зубчатая пара, имеющая наибольший эффект в зацеплении.

Для определения усилий формообразования зубьев необходимо найти их приве-денную кривизну. Под кривизной поверхности понимается кривизна кривой, образо-ванной сечением поверхности плоскостью. Как правило, рассматриваются нормальные сечения, в которых определяются нормальные кривизны. Чтобы определить нормаль-ную кривизну, необходимо на контактирующем зубе найти точку контакта, а также плоскость, содержащую нормаль к поверхности зуба в этой точке. При повороте задан-ной плоскости вокруг нормали получаем различные кривые, проходящие через вы-бранную точку, а, следовательно, и различные кривизны нормальных сечений в вы-бранной точке.

Поэтому, в данном исследовании приведенные кривизны находятся как разность кривизны соприкасающихся поверхностей в одном и том же сечении. Этот параметр необходим для определения контактных давлений в зацеплении и определения площа-ди контакта зубьев.

Для определения степени износа зубьев в проектируемой передаче в работе рас-сматриваются так называемые коэффициенты удельных скольжений на зубе косозубого цилиндрического зубчатого колеса и на зубе искомого винтового гиперболоидного зубчатого колеса. Если коэффициенты удельных скольжений велики, то будет наблю-даться сильный износ поверхностей зубьев. Коэффициент удельного скольжения прямо пропорционален относительной скорости скольжения и обратно пропорционален ско-рости перемещения точки контакта по зубу колеса. Следовательно, чем больше относи-тельная скорость скольжения между зубьями, тем больше износ зубьев.

На основании вышеизложенного разработана схема формообразования про-странственных зацеплений с линейным характером касания поверхностей зубьев, полу-чаемых при соблюдении следующих двух условий:

1. Нарезание поверхности зубьев одного из звеньев зубчатого механизма произ-водится инструментальной поверхностью, полностью совпадающей с поверхно-стью другого звена передачи.


85

2. При образовании поверхностей зубьев зубчатых колес проектируемой переда-чи они при формообразовании должны иметь на зубофрезерном станке такое же относительное движение, которое они имеют в зубчатом механизме.

3. Заключение В процессе выполнения работы получены следующие научные результаты:

1. Разработана принципиально новая схема формообразования винтовых зубча-тых колес методом зуботочения при помощи цилиндрических обкаточных рез-цов. 2. Разработана теория проектирования гиперболоидных зубчатых колес, приме-няемых в ортогональных зубчатых передачах с линейным контактом зубьев. 3. Найдена геометрия и профиль винтовых зубчатых колес, сопряженных с пря-мозубым или косозубым цилиндрическим зубчатым колесом. 4. Определены основные геометро-кинематические показатели зацепления орто-гональной винтовой зубчатой передачи, позволяющие судить о работоспособно-сти передачи еще на стадии проектирования. 5. Доказано, что при изменении геометрических размеров винтовых зубчатых колес, при одном и том же передаточном отношении, характер касания зубьев будет линейным.

Список литературы: 1. Калашников С.Н. Зубчатые колеса и их изготовление / С.Н. Калашников, А.С.

Калашников. – М.: Машиностроение, 1983. – 264 с. 2. Литвин Ф.Л. Теория зубчатых зацеплений /Ф.Л.Литвин.–М.: Наука, 1968, 584 с. 3. Перепелица Б.А. Автоматизированное профилирование режущих инструмен-

тов (теория и алгоритмы): Учебное пособие / Б.А.Перепелица. – Харьков: ХПИ, 1985.–107 с.

4. Родин П.Р. Основы проектирования режущих инструментов / П.Р.Родин. – К.: Вища школа, 1990. – 424 с.

5. Цвис Ю.В. Профилирование режущего обкатного инструмента / Ю.В. Цвис – М.: Машгиз, 1961. – 155 с.

Надійшла до редколегії 29.12.2014. A.V.Vitrenko HELICAL GEAR TRANSMISSION HAVING LINEAR TEETH TOUCH CREATION DUE TO DEVELOPMENT OF NEW SCHEME OF SHAPE FORMATION

Principally new scheme of helical gear shape formation allowing for obtaining teeth transmission hav-ing linear touch of teeth at any transmission ratio has been proposed. Basic geometry and kinematic parameters of developed transmission characterizing its workability even at stage of design have been found out. Key words: helical gear transmission, teeth linear contact, shape-formation scheme, contact line, profile. О.В. Вітренко СТВОРЕННЯ ГВИНТОВОЇ ЗУБЧАСТОЇ ПЕРЕДАЧІ З ЛІНІЙНИМ ТОРКАННЯМ ЗУБЦІВ ЗА РАХУНОК РОЗРОБКИ НОВОЇ СХЕМИ ЇЇ ФОРМОУТВОРЕННЯ

В роботі пропонується принципово нова схема формоутворення гвинтових зубчастих коліс що дозволяє одержати зубчасту передачу з лінійним характером торкання зубців при будь якому їх переда-вальному відношенні. Знайдені основні геометро-кінематичні параметри спроектованої передачі які характеризують її працездатність ще на стадії проектування. Ключові слова: гвинтова зубчаста передача, лінійний контакт зубців,схема формоутворення, контакт-на лінія, профіль.


© Витренко В.А., Кузнецова М.Н.; 2014 86

УДК 621.9 В.А. Витренко, д-р техн. наук, проф., М.Н. Кузнецова, ст. преподаватель

Луганский университет имени Владимира Даля, Украина Тел./Факс: +38 (0642) 413076; E-mail: [email protected]

ФОРМООБРАЗОВАНИЕ ПРОФИЛЯ ГИПЕРБОЛОИДНЫХ ЗУБЧАТЫХ

КОЛЕС

В представленной работе авторами разработана схема изготовления гипербо-лоидных зубчатых колёс, методом обкатки на серийном оборудовании при помощи ци-линдрических инструментальных зубчатых колёс. При этом получены зубья на гипер-болоидных заготовках. Для этого относительное движение в станочном зацеплении определено двумя независимыми параметрами, такими как: движение обкатки и дви-жение подачи вдоль прямой, которая скрещивается с осью вращения нарезаемой за-готовки. Ключевые слова: гиперболоидная заготовка, производящее колесо, режущая кромка, скорость скольжения, профиль, точка контакта.

1. Введение Винтовые зубчатые передачи служат для передачи вращения между валами в

различных машинах и механизмах. Основным преимуществом таких зубчатых передач, к которым относятся и гиперболоидные зубчатые передачи, является возможность передачи вращений между валами, расположенными под произвольным углом скрещи-вания.

Согласно теории зубчатых передач, под винтовыми передачами понимают пере-дачи, колёса которых смонтированы на скрещивающихся валах. Контакт между зубья-ми в таких передачах может быть как точечным так и линейным. Если передаточное отношение в передаче больше 8, то контакт между зубьями будет линейным, в против-ном случае – точечным. При этом аксоидами зубчатых колёс являются однополостные гиперболоиды. Однако в настоящее время зубчатые колёса на однополостных гипербо-лоидных, не удаётся изготовить. Объяснение простое: конструкторам, технологам и ис-следователям зубчатых передач производящие поверхности для двух сопряжённых ги-перболоидных колёс не удаётся найти и реализовать в промышленности в виде произ-водящих колёс. Такое положение привело к тому, что теоретическую гиперболоидную передачу в промышленности заменяют на винтовую, червячную, гипоидную, спироид-ную передачи, которые относятся к гиперболоидным [1]. В этих передачах реализуется теоретически точечный характер касания, кроме червячных и спироидных передач, в которых реализуется линейный контакт [2].

2. Основное содержание и результаты работы Исследуем станочное зацепление зубчатых колес со скрещивающимися осями.

Введем две системы координат, связанные с цилиндрическим и винтовым зубчатыми колесами. В данной работе цилиндрическое зубчатое колесо является производящим зубчатым колесом. Наиболее распространенным производящим зубчатым колесом является зуборезный долбяк. Перейдем от системы координат цилиндрического зубча-того колеса к системе координат винтового зубчатого колеса. Тогда координата точки касания на гиперболоидном винтовом зубчатом колесе определяется по следующим зависимостям:



87

cossincossincossincoscossinsinsincossinsincoscossincossincos

111112

211111211112

211111211112

zyxzzyxayxyxyxayxx

w

w

(1)

Уравнения (1) выражают связь между координатами вращающейся системы, же-

стко связанной с цилиндрическим инструментальным колесом и координатами вра-щающейся системы, жёстко связанной с нарезаемым гиперболоидным зубчатым коле-сом.

Профиль режущей кромки инструментального зубчатого колеса, имеющего обобщённый исходный контур, под которым понимают контур, кромка которого опи-сана произвольной кривой, имеющей вид:

111 rfx ; 21 fy ; (2)

здесь: 1f ; 2f – произвольное необходимое число раз дифференцируемые функ-ции описывающие поверхность зуба инструмента; – переменная величина; 1r – ра-диус окружности.

При нарезании зубьев на винтовой гиперболоидной заготовке режущие кромки инструментального зубчатого колеса совершают относительные движения, определяе-мые двумя независимыми параметрами и 1 , характеризующими поступательное и вращательное движения.

Здесь: 1 – угол поворота режущих кромок инструмента относительно оси инст-рументального зубчатого колеса; – кратчайшее межосевое расстояние между инст-рументом и заготовкой.

Подставляя в уравнение (1) значения координат режущей кромки, получим уравнения семейства поверхностей зубьев на гиперболоидной заготовке. Таким обра-зом, уравнения семейства определяют поверхности зубьев в зависимости от трёх пара-метров: , и 1 . Здесь: параметр 2 заменён при помощи 1 и передаточное число

21u с использованием выражения 2112 u . Тогда уравнения производящей поверх-ности с учётом выражений (2) в системе координат производящего зубчатого колеса имеют следующий вид:

111 rfx ; 21 fy ; 1z . (3) Уравнения производящей поверхности в векторной форме, являющейся инстру-

ментальным производящим колесом (прямозубым или косозубым долбяком), запишем в следующем виде:

kirfr

111 , . (4)


88

Используя равенства (3), получим векторы касательных к сетке прямых const и const на поверхности зуба производящего зубчатого колеса, имеющих

следующий вид:

jfifr

211 ; kr

1 . (5)

При рассмотрении станочного зацепления и определении основных элементов

нарезаемого гиперболоидного колеса (кривизны зубьев, контактных линий) необходи-мо знать проекции единичного вектора нормали к производящей инструментальной поверхности [3].

Единичный вектор нормали к производящей поверхности определяется по сле-дующей зависимости:

11 rrN . (6)

Проекции единичного вектора нормали к производящей поверхности (3) с ис-

пользованием равенств (5) запишем в следующем виде:

222

121 fffn x ; 222

111 fffn y ; 01 zn . (7) Для определения нормальной кривизны, главных направлений и других характе-

ристик производящих поверхностей необходимо иметь выражения для коэффициентов первой и второй квадратичных форм. В общем случае коэффициенты первой квадра-тичной формы искомой инструментальной зубообрабатывающей поверхности равны [4]:

211rE

; 111 rrF

; 211rG

. (8) Коэффициенты второй квадратичной формы имеют следующий вид:

21

211

rnL

;

1

2

11rnM

;

1

2

11rnN

, (9)

где: 1n – единичный вектор нормали к производящей поверхности.

Определим коэффициенты (8) и (9) для производящей поверхности (4). Для по-верхности (4) первые производные вектор функции 1r

имеют вид (5). Вторые производные для производящей поверхности будут иметь следующий

вид:

jfifr

2112

12 ; 01

2 r ; 012

12 rr . (10)


89

Проекции единичного вектора нормали к производящей поверхности опреде-ляются выражениями (7). Подставляя в (8) значения производных (5) будем иметь:

22

211 ffE ; 01 F ; 11 G . (11)

Подставляя в (9) значения вторых производных (10) и проекции нормали (7), по-

лучаем:

22

2121211 ffffffL ; 01 M ; 01 N . (12)

Имея коэффициенты первой и второй квадратичной форм, определим нормаль-

ные кривизны линий, лежащих на производящей цилиндрической зубчатой поверхно-сти, используя для этого метод, применяемый в дифференциальной геометрии[5]:

21

21

21 dGdEdLK . (13)

Направления, в которых определяется кривизна искомой производящей поверх-

ности, зависят от отношения . Так, например, нормальные кривизны вдоль ли-ний const и const , являются в рассматриваемом случае главными и будут рав-ны:

2322

21212111 ffffffELK ; 011 GNK . (14)

Так как вектор относительной скорости скольжения располагается в касательной

плоскости к производящей поверхности, то уравнение связи можно записать в следую-щем виде:

12112121111 coscossinsincos1 uauurftf w 0sincoscossincos1 1211212122 uauuftf w (15)

Совокупность уравнений (3) и (15) при заданном значении угла поворота инст-

румента определяет контактные линии на поверхностях зубьев инструментального зуб-чатого колеса в станочном зацеплении.

Полученные выражения позволили разработать схему формообразования винто-вых зубчатых колес на серийном зубообрабатывающем оборудовании.

При этом если гиперболоидная заготовка закрепляется на суппорте станка, а производящее прямозубое цилиндрическое колесо на столе станка, то настройка станка сводится к настройке гитары деления. Делительная кинематическая цепь станка должна обеспечивать вращение гиперболоидной заготовки и стола с цилиндрическим инстру-ментальным колесом в соответствии с передаточным отношением, определяемым чис-лом зубьев на нарезаемой гиперболоидной заготовке и количеством зубьев на цилинд-рическом инструментальном колесе.


90

3. Заключение В процессе выполнения работы получены следующие научные результаты:

1. Разработана математическая модель, описывающая профиль режущих кромок инструментального зубчатого колеса.

2. Найдены уравнения производящей поверхности в векторной форме, являю-щейся инструментальным производящим колесом.

3. Определено станочное зацепление и найдены основные элементы нарезаемого гиперболоидного зубчатого колеса такие как: кривизны зубьев и контактные линии.

4. Разработана принципиально новая технологию производства винтовых гипер-болоидных зубчатых колёс.

Список литературы: 1. Гавриленко В.А. зубчатые передачи в машиностроении.М.: Машгиз, 1962.-531

с. 2. Калашников С.Н. Зубчатые колеса и их изготовление / С.Н. Калашников, А.С.

Калашников. – М.: Машиностроение, 1983. – 264 с. 3. Кривошея А.В. Методика построения исходных производящих контуров при автоматизированном проектировании неэвольвентных зубообрабатывающих инстру-ментов / А.В.Кривошея // Резание и инструмент в технологических системах. – Харь-ков: ХГПУ, 1997. – С. 280.

4. Литвин Ф.Л. Теория зубчатых зацеплений / Ф.Л.Литвин.–М.: Наука, 1968.– 584 с. 5. Бермант А.Ф. Краткий курс математического анализа / А.Ф. Бермант, И.Г. Аранович. – М.: Наука, 1973. – 736 с. Надійшла до редколегії 29.12.2014.

V.A. Vitrenko, M.M. Kuznetsova HYPERBOLA GEAR WHEELS PROFILE SHAPE FORMATION The article presents the scheme of hyperbola gear wheels developed by the authors production on conventional equipment using rolling by cylindrical tool-manufacturing instrument. In the process the teeth have been obtained on hyperbola work-pieces. To obtain the teeth, relative movement in machine-tool engagement is defined by two independent parameters such as movement of rolling and movement of feed-motion along a straight line crossing the axis of working-piece being cut rotation. Key words: hyperbola work-piece, forming wheel, cutting edge, sliding speed, profile, point of contact В.О. Вітренко, М.М. Кузнєцова ФОРМОУТВОРЕННЯ ПРОФІЛЮ ГІПЕРБОЛОЇДНИХ ЗУБЧАСТИХ КОЛІС В представленій роботі авторами розроблена схема виготовлення гіперболоїдних зубчастих колес, методом обкатки на серійному обладнанні за допомогою циліндричних інструментальних колес. При цьму одержані зубці на гіперболоїдних заготовках. Для цьго відносний рух у верстатному зачепленні визначено двома незалежними параметрами, такими як: рухом обкатки та рухом подачі вздовж пря-мої, яка схрещується з вісью обертання нарізуємої заготовки. Ключові слова: гіперболоїдна заготовка, призводяще колесо, ріжуча кромка, швидкість сковзання, про-філь, точка контакту


© Гусев В.В., Молчанов А.Д.; 2014 91

УДК 621.923 В.В.Гусев, д-р техн. наук, проф., А.Д. Молчанов, канд. техн. наук, доц.

Донецкий национальный технический университет, Украина Тел./Факс: +38(062)3010731; E-mail [email protected]

ОСОБЕННОСТИ ФОРМИРОВАНИЯ МИКРОРЕЛЬЕФА ПРИ

МАГНИТО-АБРАЗИВНОЙ ОБРАБОТКЕ ВНУТРЕННИХ ПОВЕРХНОСТЕЙ ИЗ КЕРАМИКИ ПО СРАВНЕНИЮ С ТВЕРДЫМ СПЛАВОМ

При магнитно-абразивном полировании керамических изделий существуют ра-

циональные условия обработки, определяемые режимами резания (скоростью инстру-мента, частотой вращения заготовки) и величиной зазора 1,5 мм между постоянным магнитом и обрабатываемой заготовкой. На формирование поверхностного слоя ке-рамики, в отличие от магнито-абразивной обработки твердого сплава, значительную роль оказывают процессы хрупкого разрушения микровыступов. Ключевые слова: магнито-абразивная обработка, керамические изделия, микрорельеф поверхности, шероховатость

1. Вступление Развитие техники обусловливает применение новых материалов в конструкциях

изделий машиностроения, приборостроения, ядерной энергетики, ракетостроения, са-молетостроения, космической техники, к которым предъявляются повышенные требо-вания по жаростойкости, износостойкости, коррозийной стойкости, стойкости к воз-действию химикатов. Такими материалами, удовлетворяющими перечисленным требо-ваниям, является техническая керамика (ТК) и твердый сплав (ТС). К таким изделия относится волока, которая в зависимости от протягиваемых материалов, изготавливает-ся из ТС (ВК8), ТК (Al2O3, ZrO2), карбида вольфрам и поликристаллических алмазов. От качества поверхности сверхтвердого прецизионного инструмента фактически зави-сит конечный успех при изготовлении проволоки, состояние ее поверхностного и при-поверхностного слоев.

Возрастающие требования к качеству поверхностного слоя вызывают потреб-ность к совершенствованию и созданию новых способов отделочной и упрочняющей технологий. Одним из перспективных направлений финишной обработки является маг-нитно-абразивная обработка (МАО) [1,2]. Технические трудности представляет реали-зация МАО при обработке отверстий малого диаметра. Поэтому для его реализации нами выбрана схема обработки с постоянными магнитами в виде колец, которые уста-навливались противоположно заряженными полюсами по отношению друг к другу на оправке. До настоящего времени практически отсутствуют исследования МАО керами-ки.

Целью работы является исследование влияния режимов МАО и длительности обработки на формирование микрорельефа поверхности в отверстиях деталей из ТК (Al2O3) и ТС (ВК8).

2. Основная часть На кафедре мехатронных систем машиностроительного оборудования ДонНТУ

разработано устройство для экспериментальных исследований МАО внутренних по-верхностей на базе токарно-револьверного станка 1341, показанное на рис. 1. Предос-тавленная схема обработки представляет собой вращение магнитно-абразивного по-



92

рошка внутри отверстий наведенным извне магнитным полем. Обрабатываемый обра-зец представляет собой втулку, изготовленную из твердого сплава ВК6 ГОСТ 3882-74 и ТК (Al2O3), с внутренним отверстием диаметром 30 и 28 мм соответственно. В зависи-мости от необходимой исходной шероховатостью поверхности перед МАО отверстие во втулке предварительно обрабатывались с помощью алмазных шлифовальных кругов 1А1 201010 АС4250/200 – 4 - М2-01, что позволяло обеспечить необходимую ис-ходную шероховатость по параметру Ra 0.5 мкм для ТС и 2,35мкм для ТК, а также тре-буемую геометрическую точность отверстия.

Технические трудности представляет реализация МАО при обработке отверстий

малого диаметра. Поэтому для его реализации нами выбрана схема обработки с посто-янными магнитами в виде колец [2], которые устанавливались противоположно заря-женными полюсами по отношению друг к другу на оправке 2 (см. рис.1). Четыре маг-нитных неодимовых кольца расположены по отношению друг к другу противополож-ной полярностью при обеспечении суммарной магнитной индукцией 0,8 Тл. Между магнитами установлены стальные кольца, которые пропускают через себя магнитный поток, создаваемый двумя соседними магнитами. Станок работает следующим обра-зом. В зажимное устройство (патрон) устанавливается заготовка. На полировальную оправку наносится абразивный порошок. Затем приводится в движение шпиндель вра-щающее зажимное устройство с установленной туда заготовкой и полировальный шпиндельный узел. Зазор между оправкой и заготовкой устанавливался равным 1,5 мм,

Рис.1. Вид сверху на экспериментальную установку для МАО внутренних поверх-ностей на базе токарно-револьверного станка 1341:

1- заготовка из ВК6 в патроне станка; 2 – оправка с магнитными кольцами; 3 – привод вращения оправки

1

3

2


93

в пределах которого может содержаться не менее 4-х слоев магнитного абразивного материала и достигается наименьшее значение установившейся шероховатости.

В качестве магнитно-абразивного порошка использовали железно-абразивный порошок с синтетическим алмазом в виде абразивных включений производства НТЦ ВИИ «Электрон» г. Донецк. Размер фракции порошка 180/100, размер абразива 7/5, со-держание абразива в зерне 40%. Магнитно-абразивный порошок удерживается на рабо-чей поверхности индуктора, создавая своеобразную магнитную щетку. Вращение оп-равки осуществляется от регулируемого двигателя постоянного тока с частотой от 1000 до 3000 об/мин, обеспечивая скорость резания микропорошком Vp. Кроме этого при МАО оправке сообщается постоянное возвратно-поступательное движение относи-тельно заготовки, которая вращается с частотой n (60..240 об/мин) и обеспечивает ско-рость заготовки Vз от 0,09 до 0,35 м/с.

Необходимый рабочий зазор между магнитами и обрабатываемой поверхно-стью настраивается путем кругового перемещения револьверной головки станка. Зазор между обрабатываемым изделием и оправкой с магнитами устанавливался с точностью 0,1мм.

Измерение шероховатости обработанной поверхности отверстия втулки осуще-ствляли с помощью профилометра модели 296 без снятия заготовки со станка. При ка-ждом сочетании варьируемых параметров определяли среднее значение шероховатости по двенадцати измерениям (в шести радиальных сечениях производили по два измере-ния вдоль образующей) и среднеквадратическое отклонение S. Оценку однородности среднеарифметических значений Ra оценивали с помощью критерия Крамера. Оценка существенности отличий между средними и дисперсиями по F-критерию определялись при уровне значимости 0,05. Результаты экспериментальных исследований параметра микронеровности Ra обработанных отверстий втулки от времени полирования τ обра-батывали методом наименьших квадратов.

Как было установлено [3], изменяя параметры зазора, при остальных неизмен-ных условиях обработки, можно уменьшить значение установившейся величины Ra, что обусловлено влиянием жесткости «магнитной щетки» в месте ее воздействия на обрабатываемый материал. Поэтому в дальнейшем можно принять для условий прове-дения эксперимента рациональным зазор между магнитом и обрабатываемым материа-лов величиной зазора 1…1,5 мм, в пределах которого может содержаться не менее 4-х слоев магнитного абразивного материала и достигается наименьшее значение уста-новившейся шероховатости.

Изменение параметра микронеровности Ra обработанных отверстий втулки из ТС от времени полирования τ, как показали экспериментальные исследования, описы-вается экспоненциальной зависимостью следующего вида

bbaRa )exp( , (1) где b – коэффициент, который характеризует установившееся значение Ra изде-

лия после МАО; a- коэффициент, который характеризует величину уменьшения пара-метра Raпри МАО по отношению к исходной шероховатости.

Как видно из рисунка 3, изменение микрорельефа поверхностного слоя отвер-стия втулки из ТС происходит в течение первых четырех минут работы. На формиро-вание микрорельефа оказывают влияние процессы пластической деформации микровы-ступов микронеровностей. При дальнейшей обработке высотные параметры микро-рельефа не изменяются. Характер изменения высотного параметра микрорельефа Ra от времени обработки для МАО при разной частоте вращения заготовки и постоянной ве-


94

Рис.2. Влияние времени обработки τ на изме-нение высоты микронеровностей при

Vк = 1,57 м/с и Vд = 0,015 м/с: 1 – твердого сплава (∆) , 2 – технической керамики (□), 3 –

доверительные границы

1.5 2 2.5 3 3.50.6

0.8

1

1.2

Ra, мкм

Vк,м/с

Рис.3. Влияние скорости резания на сред-неарифметическое отклонение микропро-филя поверхностного слоя керамики после

300 с обработки

0 200 400 600 800 1 100

1

2

3Ra, мкм

1 2

3

τ, с

личине зазора и исходного значения высотного параметра носит экспоненциальный характер в соответствии с зависимостью 1. Изменение установившегося значения па-раметра Ra от частоты вращения заготовки носит нелинейный характер [3], который может быть описан функцией следующего вида

12)( bndncnRa (2) Увеличение скорости заготовки приводит к росту центробежной силы и магнит-но-абразивный порошок при обработке разлетается. Наилучшие результаты при обра-ботке спеченной керамики из Al2О3 твердого сплава были получены при скоростях за-готовки 0,015 м/с, значение которой и было принято в дальнейших исследованиях.

Изменение высотного параметра микрорельефа Ra от времени обработки ТК в

отличии от ТС носит нелинейный характер (см. рис. 2). В начале МАП высота микро-рельефа поверхностного слоя снижается, что обусловлено удалением зернами магнитно абразивного инструмента (МАИ) наиболее выступающих вершин микронеровностей и их округлением. В дальнейшем под воздействием МАИ происходят сколы обрабаты-ваемого материала, что может быть обусловлено усталостными процессами при разру-шении керамики. Высота микронеровностей повышается. В связи с этим повышение длительности обработки более 5 минут нерационально. Данные процессы характерны в большей или меньшей мере практически для всех режимов обработки МАП ТК.

При увеличении скорости инструмента минимальное значение параметра Ra и длительность обработки для ее достижения переменно (рис 3). При малых значениях скорости (менее 2 м/с) длительность обработки до достижения минимальных значений высотных параметров шероватости возрастает. При малых значениях скоростей реза-ния сила недостаточна для эффективного удаления материала с заготовки, а при боль-ших скоростях возрастает центробежная сила, которая снижает жесткость МАИ., при


95

которой была обеспечен параметр Ra=0,7 мкм при исходной величине микронеровно-стей равной 2,5 мкм.

3. Заключение

При внутренней магнитно-абразивной обработке с постоянными магнитами в те-чение 5 мин устанавливается шероховатость, значение которой определяется исходным значением микронеровностей и величиной магнитного поля.

При магнитно-абразивном полировании существуют рациональные условия об-работки, определяемые режимами резания (скоростью инструмента, частотой вращения заготовки) и величиной зазора 1,5 мм между постоянным магнитом и обрабатываемой заготовкой.

На формирование поверхностного слоя керамики в отличие от МАО твердого сплава значительную роль оказывают процессы хрупкого разрушения микровыступов.

Список литературы; 1.Барон Ю. М. Магнитно-абразивная и магнитная обработка изделий и режущих

инструментов.— Л.: Машиностроение. Л. 1986. - 176 с. 2. Сакулевич Ф.Ю. и др. - Магнитно-абразивная обработка точных деталей. -

Мн.: "Высш. школа", 1977. -288 с. 3.Гусев В.В. Магнитно-абразивная обработка внутренних поверхностей с ис-

пользованием постоянных магнитов / В.В. Гусев, С.В. Кучереннко, К.С. Сухоручко// Наукові праці ДонНТУ. Серія: Машинобудування і машинознавство. – Донецьк: Дон-НТУ, 2011. – Випуск 8 (190) - С.145-151.

Надійшла до редколегії 23.12.2014. V.V. Gusev, A.D. Molchanov FEATURES OF MICRORELIEFFORMATION AT MAGNETIC ABRASIVE MACHINING OF THE INNER SURFACES OF CERAMICS IN COMPARISON WITH HARD ALLOYS In magnetic abrasive polishing of ceramic products there are rational machining conditions which are determined by cutting conditions (toolspeed, workpiece rate speed) and the clearance of 1.5 mm between the permanent magnet and the workpiece being machined.Processes of brittle failure of micropeaks play a signifi-cant part in formation of the surface layer of ceramics unlike the magnetic abrasive machining of hard alloys. Keywords: magnetic abrasive machining, ceramic products, surfacemicrorelief, roughness

В.В. Гусєв, О.Д. Молчанов ОСОБЛИВОСТІ ФОРМУВАННЯ МІКРОРЕЛЬЄФА ПРИ МАГНІТО-АБРАЗИВНІЙ ОБРОБЦІ ВНУТРІШНІХ ПОВЕРХОНЬ З КЕРАМІКИ У ПОРІВНЯННІ З ТВЕРДИМ СПЛАВОМ При магнітно-абразивному поліруванні керамічних виробів існують раціональні умови обробки, що визначаються режимами різання (швидкістю інструменту, частотою обертання заготовки) і вели-чиною зазору 1,5 мм між постійним магнітом і оброблюваною заготовкою. На формування поверхнево-го шару кераміки, на відміну від магніто-абразивної обробки твердого сплаву, значну роль надають про-цеси крихкого руйнування мікровиступів. Ключові слова: магніто-абразивнаобробка, керамічнівироби, мікрорельєфповерхні, шорсткість


© Гутаревич В.О.; 2014 96

УДК 622.625.6 В.О. Гутаревич, канд. техн. наук, доц.

Донецкий национальный технический университет, Украина Тел.: +38 (062) 3010787; E-mail: [email protected]

ПРОДОЛЬНЫЕ КОЛЕБАНИЯ ШАХТНОЙ ПОДВЕСНОЙ МОНОРЕЛЬСОВОЙ

ДОРОГИ ПРИ ТОРМОЖЕНИИ

В статье установлена взаимосвязь между параметрами монорельсового пути и подвижного состава при торможении шахтной подвесной монорельсовой дороги. Раз-работана математическая модель колебаний указанных частей дороги как системы упругих тел, связанных между собой. Проведены теоретические исследования про-дольных колебаний, возникающих во время торможения подвижного состава. Найде-ны частоты главных колебаний рассматриваемой системы. Полученные результаты позволят обоснованно устанавливать параметры крепления монорельса шахтных под-весных монорельсовых дорог. Ключевые слова: монорельс, дорога, колебания, математическая модель, частота.

1. Введение Шахтные подвесные монорельсовые дороги получают широкое распространение

в качестве вспомогательного транспорта [1, 2]. Для этих дорог существующие теории динамики напочвенного рельсового транспорта [3-6] имеют ограниченное применение из-за конструктивных отличий путей и ходовых частей этих видов транспорта. Вместе с тем, эффективное и безопасное функционирование подвесных монорельсовых дорог во многом определяется динамическими процессами, возникающими во время тормо-жения подвижного состава. Поэтому данная проблема является актуальной.

2. Цель и постановка задач работы Цель работы заключается в установлении взаимосвязи между параметрами ко-

лебаний монорельсового пути и подвижного состава при торможении и для определе-ния дополнительных динамических нагрузок на подвеску монорельсовой дороги.

Для достижения указанной цели необходимо решить следующие задачи: - составить расчетную схему продольных колебаний монорельсового пути и

подвесной части подвижного состава - разработать математическую модель продольных колебаний подвесной моно-

рельсовой дороги при торможении; - провести теоретические исследования возникающих продольных колебаний

монорельса и подвесной части подвижного состава. 3. Основное содержание и результаты работы Рассмотрим движение подвесной монорельсовой дороги, когда монорельсовый

пути свободно подвешен к верхнякам арочной крепи горной выработки (рис. 1) и на своих подвесках длиною cl может смещаться в продольной плоскости на угол , а подвесная часть подвижного состава с длиной подвески ch - на угол .



97

Рис. 1. Схема продольных колебаний монорельсового пути и подвесной части

подвижного состава Поскольку при торможении шахтной подвесной монорельсовой дороги приве-

денные массы тележек части имеют одинаковые мгновенные значения перемещений [7], их собственная масса значительно меньше массы монорельса, то расчетная схема может быть представлена в виде системы с двумя степенями свободы, где 1m приве-денная масса монорельса с приведенной к нему массой тележек; 2m приведенная масса подвесной части состава. Углы и являются обобщенными координатами рассматриваемой системы.

Уравнение частот главных колебаний будет

,022222

22121

21212

21111

acac

acac

где частота продольных колебаний;

ija коэффициенты квадратичной формы (при )2;1, ji , советующие кинетической энергии рассматриваемой системы, равной

;221 2

22221122111 qcqqaqcT

iq обобщенная скорость системы ( )2,1i ; ijc коэффициенты квадратичной формы (при )2;1, ji , советующие потенциальной

энергии системы, которая

;221 2

22221122111 qcqqcqcU


98

iq обобщенная координата системы ( )2;1i . Уравнение частот представим в виде

.02 2122211

2121211222211

422211 12

ccccacacaaaa

Кинетическая энергия системы может быть найдена как сумма кинетических энергий масс 1m и 2m

,22

222

211 xmxmT

где 21, xx скорости масс 1m и 2m , соответственно. Для массы 1m имеем

clx 1 .

Скорость массы 2m определяется как сумма векторов относительной и перенос-ной скоростей. Модуль относительной скорости равен ch , а переносной – cl .

Тогда для массы 2m

)cos(2222222 cccc hlhlx .

Отсюда

cos221

22

222

21 cccc hlmhmlmmT .

Для малых колебаний имеем

.221

22

222

21 cccc hlmhmlmmT

Потенциальная энергия, определяемая силами тяжести масс 1m и 2m , будет

.coscoscos 21 ccc hlgmglmU

Для малых колебаний потенциальная энергия равна

22

2212

1 cc ghmglmmU .

Из выражений кинетической и потенциальной энергий получаем следующие ко-эффициенты квадратичной формы


99

.;0;

;;;

222122111

2222212

22111

cc

ccccghmccglmmc

hmahlmalmma

Используя найденные коэффициенты, уравнение частот главных колебаний име-ет вид

.0221

221

41 gmmghlmmhlm cccc

Введем обозначения:

;21

clgn ;2

2chgn .

21

22mm

m

Тогда частоты главных колебаний рассматриваемой системы будут

;

)1(2

142

222

21

222

21

22

21

1

nnnnnn

.

)1(2

142

222

21

222

21

22

21

2

nnnnnn

Графическая зависимость главных частот колебаний системы 1 , 2 от рас-стояния ch при различной высоте подвески монорельсового пути изображена на рис. 2,а. Приведенные зависимости приведены для случая, когда 1m 0,5 т; 2m 8,0 т.

Рис. 2. Зависимости изменения главных частот колебаний системы:

а – ci hf ; б – fi


100

Графики показывают, что с увеличением ch первая и вторая частоты снижаются, достигая своих наименьших значений, когда ch 1м. При cl 0,1 м наименьшее зна-чение частоты 1 составляет около 28 с-1, 2 – 32 с-1 и разница между ними состав-ляет не более 15%. При cl 1,0 м наименьшее значение частоты 1 приближается к 14 с-1, а 2 – 12 с-1. В этом случае разница между указанными значениями первых и вторых частот также не превышает 15%.

На рис. 2,б показаны зависимости изменения главных частот колебаний от ко-эффициента , полученные для подвижного состава, имеющего ch 1 м. Из графи-ков видно, что с повышением первая и вторая частоты колебаний системы увели-чиваются, стремясь к своему максимуму при 1 .

Графические зависимости изменения главных частот колебаний системы от мас-сы подвесной части подвижного состава приведены на рис. 3.

Рис. 3. Зависимости изменения главных частот колебаний системы от массы подвесной части подвижного состава: а – для 1m 0,8 т; б – для 1m 32,0 т

Из этих рисунков видно, что для малых масс 1m 0,8 т при ch 0,1 м с повы-

шением 2m первая и вторая частоты довольно интенсивно увеличиваются. При ch 1,0 м с повышением 2m первая и вторая частоты вначале интенсивно уменьшаются, а затем при 2m 2,0 – стабилизируются. Для 1m 32,0 т, когда ch 0,1 м, с увеличени-ем 2m главные частоты 1 и 2 практически не изменяются, но при ch 1,0 м про-исходит их резкое снижение.

4. Заключение Разработанная математическая модель продольных колебаний подвесной моно-

рельсовой дороги при торможении позволяет установить взаимосвязь между парамет-рами монорельсового пути и подвижного состава. В результате получено уравнение частот главных колебаний и найдены частоты главных колебаний рассматриваемой.


101

Полученные результаты позволят обоснованно устанавливать параметры крепления монорельса шахтных подвесных монорельсовых дорог. В дальнейшем планируется провести экспериментальные исследования колебаний подвижного состава монорель-совой дороги в условиях эксплуатации.

Список литературы: 1. Баус-Нойфанг Б. Подвесные и напочвенные дизель-гидравлические локомо-

тивы для перемонтажей механизированных комплексов «тяжелого» класса / Б. Баус-Нойфанг, Д.В. Великанов, Ю. Русинек // Уголь. – 2011. – №2. – С. 19-21. ISSN 0041-5790.

2. Ширин Л.Н. Оценка эксплуатационных параметров подвесных монорельсо-вых дорог / Л.Н. Ширин, Л.Н. Посунько, В.А. Расцветаев // Геотехнічна механіка: Між-від. зб. наук. праць / Ін-т геотехнічної механіки ім. М.С. Полякова НАН України. – Дніпропетровськ, 2008. – Вип. 76. – С. 91–96. ISSN 1607-4556.

3. Блохин Е. П. Динамика поезда: (Нестационарные продольные колебания): монография / Е. П. Блохин, Л. А. Манашкин. – М.: Транспорт, 1982. – 222 с.

4. Гарг В.К. Динамика подвижного состава / К.А. Гарг, Р.В. Дуккипати; под ред. Панькина. – М.: Транспорт, 1988. – 391 с. ISBN 5277-00226X.

5. Зіборов К.А. Математична модель шахтної вагонетки з додатковою кінемати-чною рухливістю ходової частини / К.А. Зіборов, С.О. Федоряченко // Вісник Криворі-зького національного університету. – 2012. – №32. – С.149–154. ISSN 2306-5451.

6. Проців В.В. О формировании кинематических и динамических параметров выходных звеньев шахтных транспортных средств в переходном режиме движения / В.В. Процив, К.А. Зиборов, С.А. Федоряченко // Науковий вісник НГУ. – 2013. – № 4. – С. 64–70. ISSN 2071-2227.

7. Гутаревич В.О. Динамика шахтных подвесных монорельсовых дорог: моно-графия / В.О. Гутаревич. – Донецк: ЛАНДОН-ХХІ, 2014. – 206 с. ISBN 978-617-7049-81-3. Надійшла до редколегії 25.12.2014. V.O. Gutarevych LONGITUDINAL OSCILLATIONS OF MINE SUSPENDED MONORAIL UNDER BRAKING

In the article were estimated a relationship between parameters of monorail track and rolling stock braking shaft hanging monorail. A mathematical model oscillations of mentioned parts of the road as a system of elastic bodies connected with each other was created. A theoretical study of the longitudinal oscillations that occur during braking rolling stock and the main oscillation frequency of the system were found. The obtained results allow to set reasonable parameters monorail mounting suspended monorail. Key words: monorail, road, oscillations, mathematical model, frequency. В.О. Гутаревич ПОЗДОВЖНІ КОЛИВАННЯ ШАХТНОЇ ПІДВІСНОЇ МОНОРЕЙКОВОЇ ДОРОГИ ПРИ ГАЛЬМУВАННІ

У статті встановлено взаємозв'язок між параметрами монорейки та рухомого складу при га-льмуванні шахтної підвісний монорельсової дороги. Розроблено математичну модель коливань частин дороги як системи пружних тіл, пов'язаних між собою. Проведено теоретичні дослідження поздовжніх коливань, які виникають під час гальмування рухомого складу. Знайдено частоти головних коливань роз-глянутої системи. Отримані результати дозволять обґрунтовано встановлювати параметри кріплення монорейки шахтних підвісних монорейкових доріг. Ключеві слова: монорейка, дорога, коливання, математична модель, частота.


© Івченко Т.Г.; 2014 102

УДК 621.9: 658.5 Т.Г. Ивченко, канд. техн. наук, доцент,

Донецкий национальный технический университет, г. Донецк, Украина Тел./Факс: +38 (062) 3050104;E-mail: [email protected]

ЗАКОНОМЕРНОСТИ ИЗМЕНЕНИЯ ТЕМПЕРАТУР РЕЗАНИЯ

В ЗАВИСИМОСТИ ОТ ИЗНОСА РЕЖУЩЕГО ИНСТРУМЕНТА ДЛЯ РАЗЛИЧНЫХ УСЛОВИЙ ОБРАБОТКИ

Разработана методика определения температур резания с учетом

закономерностей их изменения в процессе обработки. Установлены общие закономерности изменения тепловых потоков и температуры резания в зависимости от износа инструмента в процессе его эксплуатации. Обоснован критерий износа, обеспечивающий минимальную температуру резания для токарной обработки конструкционных сталей твердосплавными резцами . Ключевые слова: тепловой поток, температура резания, износ, критерий затупления.

1. Введение Эффективность функционирования технологических систем в значительной мере

определяется тепловыми явлениями при резании, влияющими на качество обработки деталей машин и работоспособность режущего инструмента. Современные тенденции интенсификации процесса резания приводят к существенному увеличению тепловых нагрузок на режущий инструмент, в связи с чем, актуальность задач по их изучению еще более возрастает.

В настоящее время методы как экспериментальные, так и теоретические методы исследований теплового состояния режущего инструмента достаточно хорошо разрабо-таны [1]. Однако решение конкретных практических задач требует их постоянного раз-вития и совершенствования.

Особую трудность при анализе теплового состояния режущего инструмента пред-ставляет переменность параметров процесса резания, связанных с неизбежным изна-шиванием лезвия. Вследствие этого источники теплоты на передней и задней поверх-ностях лезвия изменяются как по размерам, так и по интенсивности тепловыделения, что приводит к изменению температуры резания в течение периода стойкости инстру-мента при постоянстве всех прочих параметров.

Исследования влияния износа по задней поверхности лезвия инструмента на за-кономерности формирования тепловых потоков в зоне резания в различных условиях черновой и чистовой токарной обработки [2, 3] не содержат информации о влияния из-носа на температуру резания.

Общие закономерности изменения температуры резания в зависимости от износа инструмента в процессе его эксплуатации [4, 5] представлены в безразмерном виде и требуют дальнейшего изучения для конкретных условий обработки с различными па-раметрами.

Цель работы – установить закономерности изменения тепловых потоков и темпе-ратур резания в зависимости от износа режущего инструмента для различных условий обработки.



103

2. Основное содержание и результаты работы Температура резания в зависимости от износа рассчитывается как средняя темпе-

ратура на передней Θ1 и задней Θ2 поверхностях лезвия инструмента [1] с учетом влия-ния износа на все параметры процесса резания, участвующие в расчетах:

иhllNhMhhqhNlMlhqhlhlh 12211121 )()()( . (1)

где l - длина контакта передней поверхности лезвия со стружкой; h - износ по задней поверхности лезвия; q1 и q2 - плотности тепловых потоков на передней и задней по-верхностях; М1,2 , N1,2 - безразмерные функции, определяющие нагрев контактных пло-щадок на передней и задней поверхностях лезвия; λи – коэффициент теплопроводности материала лезвийного инструмента.

Плотности тепловых потоков на передней q1 и задней q2 поверхностях лезвия ин-струмента в зависимости от теплофизических характеристик детали и инструмента и основных параметров процесса резания определяются следующим образом [2]:

;)(

)()(

214243

2122311

uu

ulhNNhKMKhK

hMKhNhKKKhq

,)(

2

1412 hN

qKKhq u

(2)

где V

klqKV

qbkcK д

д

Tc

д

дд

111

1

;

V

hqKV

TqbkchK д

д

Tc

д

ддд

222

1)(

;

ддc VhKhK 23 82,1)( ; uддc lMVklKK 114 3,1 ; λд, ωд – коэффициен-ты теплопроводности и температуропроводности материала детали; с - коэффициент, учитывающий подогрев слоев металла стружки за один оборот детали; qд, q1Т, q2Т - плотности тепловыделения в зоне стружкообразования в зонах трения стружки с пе-редней поверхностью лезвия и детали с задней поверхностью лезвия соответственно; b' - коэффициент относительного количества теплоты, уходящего в стружку; Тд - безраз-мерная функция распределения температур в детали, вызванных теплотой деформации Кс1, Кс2 – коэффициенты, учитывающие законы распределения плотности тепловых по-токов на передней и задней поверхностях лезвия соответственно.

На основании установленных плотностей тепловых потоков (2) и температур ре-зания (1) с учетом взаимосвязи всех параметров, входящих в формулу, с условиями об-работки и износом, выполнен анализ влияния износа по задней поверхности h на зако-номерности формирования тепловых потоков q1, q2 и температур резания Θ.

Расчеты выполнялись для следующих условий: обрабатываемый материал - сталь 45; в = 750МПа; коэффициент усадки k = 2,0; параметры резцов Т15К6: главные и вспомогательные углы в плане = 1 = 45°; передний угол = -7°; задний угол = 7°; угол заострения β = 90°. Глубина резания t = 3мм.

Графики зависимости плотности тепловых потоков на передней q1 и задней q2 по-верхностях лезвия и температуры резания Θ от износа по задней поверхности h для различных условий обработки – скорости резания V и подачи S представлены на рис. 1.

В результате анализа расчетов и полученных графиков установлено: - плотности тепловых потоков на передней поверхности лезвия q1 в зависимости

от износа h убывают, а на задней – возрастают;


104

- плотности тепловых потоков на передней и задней поверхностях лезвия с увели-чением скорости резания и уменьшением подачи снижаются.

Отрицательное значение плотности теплового потока на задней поверхности лезвия

(q2 < 0) свидетельствует о направлении потока в сторону детали, что способствует ох-лаждению лезвия. В связи с этим температура резания существенно снижается. Мини-мальное значение температуры, которое может быть достигнуто в определенной мере корреспондируется с достижением плотности теплового потока на задней по-верхности нулевого уровня (q2 = 0). При постоянной подаче (рис.1а) скорость резания несущественно влияет на критическое значение износа hо, при котором достигается наименьшая температура, но повышает уровень температур. При постоянной скорости резания (рис.1б) подача несущественно влияет на минимальный уровень температур, но существенно повышает критическое значение износа hо, при котором достигается наименьшая температура.

По мере изнашивания задней поверхности инструмента теплота, вызванная трени-ем на этой поверхности, возрастает, абсолютное значение плотности теплового пото-ка q2 уменьшается и в некоторый момент времени становится равным нулю, а затем меняет знак (q2 > 0). Теплота поступает в инструмент со стороны обеих контактных площадок, что приводит к существенному повышению температуры резания и возможному последующему катастрофическому износу.

Значение критического износа hо1, при котором тепловой поток q2 = 0, может быть определено из уравнения:

Рис. 1. Графики зависимостей плотностей тепловых потоков на передней q1 и задней q2 поверхностях лезвия и температур резания от износа по задней поверхности h

для различных скоростей резания V – б) и различных подач S - б)


105

hKhТhqKq

hklhKlM

hlNhklhqhKhqKд дh2T

иu

Тд21

21

1121

42,851,1

42,1

. (3)

В результате численного решения уравнения (3) получены значения критического

износа hо1 для различных режимов резания, представленных на рис. 2а, который обес-печивает отсутствие теплового потока на задней поверхности инструмента q2, плот-ность теплового потока q2 = 0.

Достоинством указанного метода определения критического износа hо1является возможность определения области, в которой наблюдается снижение температур, без расчетов самих тепловых потоков и температур. Это упрощает задачу прогнозирования предельных по температуре критериев затупления инструмента для различных условий его эксплуатации.

Однако отсутствие теплового потока на задней поверхности инструмента не обеспечивает минимальной температуры при значениях критического износа hо1. Для критического значение износа hо2, при котором достигается наименьшая температура, необходимо найти производную температуры резания hh и решить уравнение:

0)()( 122111

hhllNhMhhqhNlMlhq и . (4)

В результате численного решения этого уравнения получены значения критиче-

ского износа hо2 для различных режимов резания, представленных на рис. 2б, которые обеспечивают минимальную в течение периода стойкости режущего инструмента тем-пературу резания при постоянстве всех остальных параметров процесса резания. Уста-новленные значения критического износа hо2 позволяют обосновать рациональные раз-меры фасок и уступов на задней поверхности лезвий инструментов, предлагаемых [1] для повышения их периода стойкости.

Графики, пред-ставленные на рис. 2, свидетельствуют о том, что значения критических износов hо1 и hо2 при увеличе-нии скорости резания снижаются и возрас-тают с ростом подачи. Значение критическо-го износа hо2 , обеспе-чивающего минимум температур, почти в 2 раза превышает зна-чения износа hо1, обеспечивающего от-сутствие теплового потока на задней по-верхности.

Рис. 2. Графики зависимостей критического износа hо

от скорости резания V для различных подач S, обеспечиваю-щего нулевой тепловой поток по задней поверхности q2 = 0 – а) и минимум температуры резания - б)


106

Выводы Установлены закономерности изменения тепловых потоков и температур реза-

ния в зависимости от износа режущего инструмента для различных условий обработки. Обоснован критерий износа, обеспечивающий минимальную температуру резания для токарной обработки конструкционных сталей твердосплавными резцами.

Разработанная методика определения температур резания с учетом закономер-ностей их изменения в связи с износом может быть использована для любых видов ре-жущих инструментов.

Список литературы: 1. Резников А.Н., Резников Л.А. Тепловые процессы в технологических систе-

мах. - М.: Машиностроение, 1990. –288с. 2. Ивченко Т.Г., Смирнова М.А. Моделирование тепловых потоков в зоне реза-

ния в зависимости от износа режущего инструмента // Прогрессивные технологии и системы машиностроения: Международный сб. научных трудов. – Донецк: ДонНТУ, 2008. Вып. 35. – С.69 – 74.

3. Ивченко Т.Г. Влияние условий обработки на закономерности формирования тепловых потоков в зоне резания при точении // Наукові праці Донецького національного технічного університету. Серія: Машинобудування і машинознавство. Випуск 5. - Донецьк, ДонНТУ, 2008.- С.23-29.

4. Ивченко Т.Г. Анализ закономерностей изменения температурного поля ре-жущего инструмента в процессе его эксплуатации // Прогрессивные технологии и сис-темы машиностроения:– Донецк: ДонНТУ, 2009. Вып. 37. – С.84 - 89.

5. Ивченко Т.Г. Исследование общих закономерностей изменения температуры резания в различных условиях обработки // Наукові праці Донецького національного технічного університету. Серія: Машинобудування і машинознавство. Випуск 6. - До-нецьк, ДонНТУ, 2009.- С.49 -55.


T.G. Ivchenko CONFORMITIES TO LAW OF CHANGE OF CUTTING TEMPERATURES IN DEPENDENCE ON WEAR OF THE CUTTING TOOL FOR DIFFERENT TERMS OF TREATMENT

The method of determinat ion of cut t ing temperatures taking into account conformi-t ies to the law of their change in the process of t reatment is developed. General conformi-t ies to the law of change of temperature of cut t ing depending on the wear of inst rument are se t in the process of his exploitat ion. The cri terion of wear, providing the minimum of cut t ing temperature for treatments of construct ions steel by hard alloy tools i s grounded. Key words: thermal stream, cutting temperature, wear.

Т.Г. Івченко ЗАКОНОМІРНОСТІ ЗМІНИ ТЕМПЕРАТУР РІЗАННЯ В ЗАЛЕЖНОСТІ ВІД ЗНОСУ РІЗАЛЬНОГО ІНСТРУМЕНТУ ДЛЯ РІЗНИХ УМОВ ОБРОБКИ

Розроблена методика визначення температур різання з урахуванням закономі-рностей їх зміни в процесі обробки. Встановлені загальні закономірності зміни тем-ператури різання залежно від зносу інструменту в процесі його експлуатації . Обґру-нтований критерій зносу, що забезпечує мінімальну температуру різання для токар-ної обробки конструкційних сталей твердосплавними різцями. Ключові слова: тепловий потік, температура різання, знос.


© Ивченко Т.Г., Лыхманюк Е.О.;2014 107

УДК 621.9: 658.5 Т.Г. Ивченко, канд. техн. наук, доцент, Е.О. Лыхманюк, студент

Донецкий национальный технический университет, г. Донецк, Украина Тел./Факс: +38 (062) 3050104;E-mail: [email protected]

ПОВЫШЕНИЕ ЭФФЕКТИВНОСТИ ТОНКОГО ТОЧЕНИЯ ЗАКАЛЕННЫХ

СТАЛЕЙ ЗА СЧЕТ ОПТИМИЗАЦИИ РЕЖИМОВ РЕЗАНИЯ

С использованием методов линейного и геометрического программирования осу-ществлена оптимизация режимов тонкого точения закаленных сталей по критериям максимальной производительности и минимальной себестоимости с учетом темпе-ратурных ограничений. Выполнен сравнительный анализ возможностей повышения производительности и снижения себестоимости при снятии температурных ограни-чений. Ключевые слова: оптимизация, себестоимость, производительность, ограничения.

1. Введение Повышение эффективности механической обработки деталей машин - важней-

шая задача машиностроения. Известна высокая эффективность использования совре-менных сверхтвердых инструментальных материалов на финишных операциях, в том числе на операциях тонкого точения [1], которая, прежде всего, зависит от правильного выбора рациональных режимов резания. В связи с этим, представленная работа, посвя-щенная оптимизации режимов тонкого точения закаленных сталей, весьма актуальна.

В настоящее время для оптимизации режимов резания широко используются ме-тоды линейного и нелинейного программирования [2], позволяющие осуществлять од-новременную оптимизацию скорости резания и подачи с учетом действующих ограни-чений по критериям максимальной производительности и минимальной себестоимости.

Сравнительный анализ оптимальных режимов резания, определенных по крите-рию максимальной производительности методом линейного программирования (МЛП) и по критерию минимальной себестоимости методом геометрического программирова-ния (МГП), свидетельствует о существенном различии оптимальных по разным крите-риям режимов тонкого точения чугунов резцами из киборита [3]. Представляет интерес дальнейшее развитие указанной методики сравнительного анализа для различных ин-струментальных и обрабатываемых материалов, в том числе для закаленных сталей.

Результаты расчетов оптимальных по критерию минимальной себестоимости режимов резания с использованием МГП [4], полученные для чистового и тонкого то-чения стали 45, не учитывают температурных ограничений. Достаточно хорошо разра-ботана методика учета температурных ограничений при оптимизации режимов резания при черновом, чистовом и тонком точении различных обрабатываемых материалов с использованием МЛП [5]. Существенное расширение возможностей МГП с учетом температурных ограничений обосновано при оптимизации режимов резания черновой и чистовой токарной обработки незакаленной стали 45 [6]. Весьма целесообразно даль-нейшее развитие указанной методики для закаленных сталей.

Цель работы – определение и сравнительный анализ оптимальных по критериям максимальной производительности и минимальной себестоимости режимов резания при тонком точении закаленных сталей.



108

2. Основное содержание и результаты работы Основные закономерности протекания процесса резания при тонком точении за-

каленных сталей (НRС 60 - 62), описывающие зависимости стойкости режущего инст-румента Т, температуры резания Θ и шероховатости обработанной поверхности Ra от скорости резания V, подачи S и глубины резания t выражаются следующим образом [1]:

5,03,065,1

41046,2

StVKT M

; 2,012,009,0490 VSt ; 42,03,110,07,24 rStRa , (1)

где KM – коэффициент, учитывающий свойства обрабатываемых материалов (KM = l для стали Р6М5, KM = l,1 для стали Р18, KM = 0,4 для стали 40Х).

При оптимизации режимов резания по критерию максимальной производитель-ности целевая функция выражается следующим образом: nS max. Основные ограни-чения при тонком точении - по возможностям режущего инструмента, по температуре резания, по шероховатости обработанной поверхности и кинематические. В результате линеаризации целевой функции и ограничений математическая модель процесса реза-ния выражается системой линейных неравенств (X1 = ln n; X2 = ln S):

max,21

;2,2

;1,1;2

;21;21

76

54

3

2

1

XX

bXbX

bXbXbXy

bXyXnbXyX

r

tt

V

vxmVV tDTKCb 1000ln1 ;

ttt xnn tDСb 1000ln2 ;

rr nxRa rtCRb ln3 ; (2)

b4 = ln nmin; b5 = ln nmax; b6 = ln Smin; b78 = ln Smax,

где D – диаметр обработки, CV, KV, xv, yv, m - коэффициенты и показатели, характери-зующие степень влияния глубины t, подачи S, стойкости T на скорость резания V; С , xt, yt,, nt,– коэффициент и показатели, характеризующие степень влияния глубины t, по-дачи S скорости V и на температуру резания ; СR, x r,yr, n r - коэффициент и показате-ли, характеризующие степень влияния глубины t, подачи S, радиуса при вершине инст-румента r на шероховатость обработанной поверхности Rа; nmin, nmax, Smin, Smax -предельно допустимые диапазоны частот вращения и подач на станке.

В результате решения системы линейных неравенств (2) установлены оптималь-ные подача Sо1 и скорость резания Vо1:

rrrynx

Rao rtCRS1

1 ;

,,

;,1

1o

yo

xmVV

ony

ox

ovv

ttt

StTKC

StCV (3)

где о – граничное значение температуры резания, свидетельствующее о необходимо-сти учета температурного ограничения:

trttvrrtv xyynynx

Ranxm

VVo trtCRtTKCС

. (4)


109

Для обеспечения минимальной себестоимости в качестве критерия оптимально-сти принимается переменная часть себестоимости обработки, зависящая от режимов резания:

TtATtAtAtС ouoсoo / , (5)

где А - себестоимость станкоминуты; Аи – стоимость одного периода стойкости инст-румента T; to- основное время обработки; tc - время смены инструмента.

При определении оптимальных значений скорости резания и подачи с заданной глубиной резания t в условиях однопроходной обработки с учетом температурных ог-раничений целевая функция выражается следующим образом [6]:

SVt kkmn SVMKSVC 111

, (6)

где mVV

xuc KCtAAtM v

1 ; kV = 1/m -1; kS = yV/m -1; К = доп/ - коэффициент

снижения температуры резания при превышении ею допустимого уровня доп. Ограничение по шероховатости при оптимизации режимов тонкого точения с

использованием МГП представляется в виде:

11 rySC , (7)

где anx

R RrtCC rr1 . Оптимальные подача Sо2 и скорость резания Vо2 определяются в результате ре-

шения системы линейных уравнений:

,

;1

02

1101

SVt kkmn SVMKWWV

SVWWV (8)

где 110201 102

1011 Wmn CWMKWWV

WtW

– специальная функция; W01, W01, W11

- коэффициенты весомостей, определяемые из системы линейных уравнений:

;0;0

;1

110201

0201

0201

WyWkWWkW

WW

rS

V V

V

kkW

101 ;

VkW

11

02 ;

r

SSy

kkWW

10111 . (9)

С учетом преобразований W01 = 1 - m, W02 = m, W11 = (1 - yv)/yr. В результате решения системы линейных уравнений (8) установлены оптималь-

ные подача Sо2 и скорость резания Vо2:

ryo CS 1

12 ;

1,1

1,1 1

2

oy

om

oy

ommn

oKSMmm

KSMKmmV

v

vt , (10)


110

где К о = доп/(Vо, Sо) – граничное значение коэффициента, свидетельствующее о не-обходимости учета температурного ограничения:

t

rtvrr xyytny

a

nxR

m

oo tR

rtCMm

mCK

1

. (11)

Выполняя ряд преобразований, в окончательном виде получаем:

rrrynx

Rao rtCRS1

2 ;

1,1

1,1

2o

yo

mo

nyo

xo

KSMmm

KStCVv

ttt , (11)

В результате сравнительного анализа зависимостей оптимальных подач и скоро-

стей резания от условий обработки, определяемых по различным критериям – макси-мальной производительности (3) и минимальной себестоимости (11) установлено:

оптимальная подача не зависит от выбора критерия оптимальности и определя-ется ограничением по шероховатости (это справедливо в том случае, когда скорость резания несущественно влияет на шероховатость и не учитывается в этом ограниче-нии);

оптимальная скорость резания не зависит от выбора критерия оптимальности в том случае, когда она определяется с учетом температурного ограничения в условиях, превышения фактической температурой резания допустимого уровня;

оптимальная по критерию максимальной производительности скорость резания, определяемая с учетом ограничения по режущим свойствам инструмента при темпера-турах резания, ниже допустимого уровня, превышает скорость резания, оптимальную по критерию минимальной себестоимости. Коэффициент превышения:

muc mTAAtmk 1 . (12)

Расчеты оптимальных режимов резания, обеспечивающих максимальную произ-

водительность и минимальную себестоимость тонкого точения закаленных сталей при указанных ранее параметрах процесса резания (1) выполнены для следующих условий:

резцы из эльбора - главный угол в плане φ = 35, вспомогательный угол в плане φ1 = 15, передний угол γ = -10о, задний угол α = 15о, радиус при вершине r = 0,8мм; глубина резания t = 0,5мм; шероховатость поверхности Ra = 1,25мкм; стоимость стан-коминуты А = 5коп/мин; стоимость 1 периода стойкости инструмента Аи = 500 коп/период; время смены инструмента tc = 5мин).

Оптимальные режимы резания с учетом температурных ограничений: Sо = 0,1мм/об; Vо = 64,4м/мин. Оптимальные скорости резания без учета температурных ог-раничений по критерию максимальной производительности - Vо1 = 88, 2м/мин; по кри-терию минимальной себестоимости - Vо2 = 81,6м/мин. Температуры резания для этих скоростей составляют соответственно 1 = 852оС, 2 = 839оС.

Учет температурных ограничений приводит к снижению оптимальных режимов резания, а, следовательно, к снижению производительности и повышению себестоимо-сти обработки. Эффективным способом снижения температур резания и снятия темпе-ратурных ограничений является использование смазочно-охлаждающих сред (СОТС),


111

которые при тонком точении закаленных сталей резцами из сверхтвердых инструмен-тальных материалов целесообразно подавать в зону резания в распыленном состоянии.

Количественная оценка повышения эффективности обработки при тонком точе-нии при снятии температурных ограничений может быть выполнена на основании ко-эффициентов повышения производительности КР и снижения себестоимости КС:

vvt

ttt

yo

xmn

nyo

xVV

PStT

StCKCK

1

1

;

111

11

1

1

SVt

SV

ko

ko

mn

ko

ko

CSVMK

SMVK . (13)

Графики коэффициентов снижения себестоимости

КС и повышения производительности КР в зависимости от шероховатости обработанной поверхности Ra, пред-ставленные на рис. 1, позволяют количественно оценить повышение эффективность тонкого точения при снятии температурных ограничений.

При снижении требований к шероховатости обра-ботанной поверхности (увеличении параметра Ra) коэф-фициент снижения себестоимости КС уменьшается, ко-эффициент повышения производительности КР – возрас-тает, что свидетельствует о необходимости снижения температуры и целесообразности использовании СОТС. В области малых значений параметра Ra (менее 0,5мкм) коэффициенты повышения производительности КР и снижения себестоимости КС близки к 1 (КР ≈ 1 КС < 1), что свидетельствует о нецелесообразности снижения температуры.

Графики зависимости оптимальных значений подачи Sо и скорости резания Vо от шероховатости обработанной поверхности Ra (рис. 2) позволяют регламентировать оп-тимальные режимы тонкого точения для различных условий обработки.

Графики опти-мальных скоростей резания Vо, не учиты-вающих температур-ные ограничения представлены для различных критериев: максимальной произ-водительности – 1, минимальной себе-стоимости – 2.

Учет темпера-турных ограничений снижает оптимальные скорости резания – 3, тем сильнее, чем больше параметр Ra.

Выводы. С ис-

Рис. 1. Зависимость коэффициентов снижения себестоимости и повы-шения производительно-сти от шероховатости Ra

Рис. 2. Влияние параметра шероховатости Ra на оптимальные подачи Sо для различных радиусов при вершине r – а); на оп-тимальные по различным критериям скорости резания Vо – б)


112

пользованием методов линейного и геометрического программирования осуществлена оптимизация режимов тонкого точения закаленных сталей по критериям максимальной производительности и минимальной себестоимости с учетом температурных ограниче-ний. Выполнен сравнительный анализ оптимальных подач и скоростей резания, опре-деленных по различным критериям оптимальности. Обоснована возможность повыше-ния производительности тонкого точения в 1,4 раза, снижение себестоимости в 1.3 раза за счет снятия температурных ограничений

Разработанная методика может быть использована для любых видов обработки. Список литературы: 1. Режущие инструменты, оснащенные сверхтвердыми и керамическими мате-

риалами, и их применение: [Справочник] / В.П. Жедь, Г.В. Боровский, Я.А. Музыкант, Г.М. Ипполитов. — М.: Машиностроение, 1987. - 320с.

2. Оптимизация и управление процессом резания: / О.С. Кроль, Г.Л. Хмеловский. – К.: УМК ВО, 1991. – 140с.

3. Івченко Т.Г. Двохкритеріальна оптимізація режимів різання під час обробки чавунів інструментами з надтвердих матеріалів / Т.Г. Івченко, Є.В. Полякова // Про-грессивные технологии и системы машиностроения:– Донецк: ДонНТУ, 2011. Вып. 41. – С.152-158.

4. Ивченко Т.Г. Оптимизация режимов резания при чистовом и тонком точении методом геометрического программирования / Т.Г. Івченко, Е.Е. Шальская // Прогрес-сивные технологии и системы машиностроения:– Донецк: ДонНТУ, 2010. Вып. 39. – С.91-97.

5. Івченко Т.Г. Оптимізація параметрів процесу різання з обліком температурних обмежень / Т.Г. Івченко // Научный вестник ДГМА. – Краматорск: ДГМА, 2012. – №1 (9 Е). – С. 72-77.

6. Івченко Т.Г. Учет температурных ограничений при оптимизации режимов ре-зания методом геометрического программирования / Т.Г. Івченко // Прогрессивные тех-нологии и системы машиностроения:– Донецк: ДонНТУ, 2014. Вып. 1(47). – С.144-148.


T.G. Ivchenko, E.O. Lechmanuk INCREASE OF THE FINE TURNING EFFICIENCY OF HARD-TEMPERED STЕЕLS FOR AN ACCOUNT OF CUTTING REGIMS OPTIMIZATION

With the use of the linear and geometrical programming method, the optimization of the cutting regimes on the maximum productivity and minimum prime price criterions taking into account the action of temperature limitations is carried out. The comparative analysis of possibilities of the productivity increase and prime price decline is executed due to the removal of temperature limitations. Key words: optimization, prime price, productivity, limitations.

Т.Г. Івченко, Е.О. Лихманюк ПІДВИЩЕННЯ ЕФЕКТИВНОСТІ ТОНКОГО ТОЧІННЯ ЗАГАРТОВАНИХ СТАЛЕЙ ЗА РАХУНОК ОПТИМІЗАЦІЇ РЕЖИМІВ РІЗАННЯ

З використанням методів лінійного та геометричного програмування здійснена оптимізація режимів різання по критеріям максимальної продуктивності та мінімальної собівартості з урахуван-ням дії температурних обмежень. Виконаний порівняльний аналіз можливостей підвищення продуктив-ності та зниження собівартості за рахунок зняття температурних обмежень. Ключові слова: оптимізація, собівартість, продуктивність, обмеження.


© Лиопо В.А., Овчинников Е.В., Ситкевич Ф.А.; 2014 113

УДК 532.021:022;539.021 В.А. Лиопо, д-р физ.-мат. наук, проф., Е.В. Овчинников канд. техн. наук, доц.,

Ф.А. Ситкевич, асист. Гродненский государственный университет им. Янки Купалы, Беларусь

Тел./факс. +375(152) 484421, E-mail:[email protected]

РЕНТГЕНОГРАФИЧЕСКИЙ АНАЛИЗ СМЕШАНОСЛОЙНЫХ СЛОИСТЫХ КРИСТАЛЛОВ

В статье проведены исследования по изучению структуры природных слои-

стых силикатов с различной степенью гидратации. Предложены методы рентгено-графического анализа по определению степени гидратации. В работе приведена кине-матическая теория рассеяния рентгеновского излучения на структурах, представ-ляющих собой неупорядоченное переслоение структурных слоев с различными разме-рами. Один из типов слоев представляет негидрированную фракцию, другой – фрак-цию с двумя бислоями молекул воды. Первая соответствует флогопиту, вторая – вер-микулиту. Предложены примеры возможного использования полученных результатов для решения практических задач при изготовлении строительных и машинострои-тельных материалов. Ключевые слова: слоистые силикаты, смешанослойность, рентгеновская дифракто-метрия, гидратация

1. Введение Природные слоистые силикаты сформированы на основе плотнейшей упаковки

атомов кислорода. Два этих плотно упакованных атома включают в октаэдрические «пустоты» атомов металлов различной валентности (от 2+ до 4+). На октаэдрической сетке (О) размещаются атомы кислорода. В тетраэдрах этого внутреннего слоя разме-щаются атомы кремния частично замещенного атомами Al или других металлов. Часть атомов кислорода этого слоя отсутствует, так что основания тетраэдров образуют гек-сагональные, тригональные или дитригональные лунки (рисунок 1), под которыми на-ходятся гидроксильные группы OH . Следовательно, слоистые силикаты представляют собой блоки из октаэдрических и примыкающих к ним тетраэдрических сеток.

В пределах этих блоков связи между атомами носят выраженный валентный ха-рактер. Межблочная связь является ван-дер-ваальсовой, что и определяет весьма со-вершенную спайность слоистых силикатов.

Типичными представителями этого типа минералов являются трехслойные структуры, образующие группу слюд.

В межслоевых промежутках между тетраэдрическими слоями находятся ионы K+, Na+, Li+ и других металлов. Вследствие различных внешних воздействий, например, в условиях гидротермальных процессов, в межслоевые промежутки входят молекулы воды. Эти молекулы могут создавать водные включения (водные линзы) созданными микрокристаллами в объеме кристалла.

Таким образом в кристаллах слюд, как и других слоистых силикатов, молекулы воды входят в структуру минерала тремя способами. Во-первых, в виде трехмерных дефектов с размерами, существенно превышающими атомные (водные линзы, водные каверны, примеси в гидрофильных включениях). Во-вторых, в виде межслоевой воды.

В-третьих, в виде гидроксильных групп OH как фрагментов водных молекул.

mailto:E-mail:[email protected]


114

При нагревании кристаллов слюд в интервале температур 1200 – 2000 С из кри-сталла выходит примесная вода. Этот процесс сопровождается растрескиванием кри-сталла и практически не наблюдается при нагревании мелких кристаллов (чешуек) слюды. Это объясняется выходом примесной воды при диспергировании крупных по-луфабрикатов.

Межслоевая вода покидает кристалл при температурах 3000 – 4000 С. Ее выход приводит к разрыву связей между блоками и сопровождается, так называемым, эффек-том низкотемпературного вспучивания [1-4].

При температурах 0T 700 C в октаэдрическом слое один из гидроксилов теряет водород, который соединяется с другими гидроксилами 2

2OH OH O H O . Образо-вавшаяся молекула воды не несет заряда и выходит из кристалла, в результате данного процесса структурный октаэдр преобразуется в гептаэдр. Возникшие напряжения в ок-таэдрическом слое вызывают изменения в слое тетраэдров. Все это определяет терми-ческое разрушение кремния слюды и обусловливает ее трансформацию в другие сили-катные структуры. Так как процессы в слюдах являются типичными для всех слоистых силикатов, то именно они и были выбраны для анализа.

2. Основное содержание и результаты работы Структура слюд формируется из четырех плотно упакованных слоев атомов ки-

слорода. В центре такого блока в октаэдрических пустотах размещаются ионы метал-лов различной валентности. В прилегающих к октаэдрическому слою тетраэдрических пустотах размещаются ионы кремния, часть которых замещается ионами алюминия и в небольших количествах ионами других металлов. Структурная схема слюды приведена на рисунке 1.

Рис. 1. Схема атомной структуры слюдяного слоя [4]. Т, О, М – тетраэдриче-

ские, октаэдрические и межслоевые ионы соответственно Кислород октаэдрического слоя, находящийся под лункой в тетраэдрической

сетке, замещается гидроксильной полярной группой ОН , а со стороны межслоевого промежутка в эту лунку входит межслоевой катион калия кислорода оснований тетра-эдров, прилегающих к межслоевому промежутку. Гексагональность этой лунки, свой-ственная триоктаэдрическим флогопитам нарушается в диоктаэдрическом мусковите.


115

Три из шести кислородов гексагона смещаются в сторону центра лунки, а три удаляют-ся от него. Гексагональное кольцо приобретает дитригональность. Именно поэтому тригональные слюды обладают большей склонностью к гидратации, связанной с про-никновением молекул воды в межслоевой промежуток.

Во внешних тетраэдрических слоях слюдяного блока часть кислородов отсутст-вует. Основания тетраэдров образуют сетки, приведенные на рисунке 2.

Рис. 2. Структуры сеток, созданных верхними основаниями тетраэдров. а – три-

гональная, б – гексагональная, в – дитригональная В гидратированном кристалле возникают участки, в которых между сетками

тетраэдров, то есть в межслоевом промежутке, находятся бислои воды. Следовательно, наряду с флогопитовыми слоями создаются слои вермикулитового типа. Если эти вер-микулитовые слои образуют достаточно большую область, то рентгенограмма будет отражать наличие двух фаз. Так как для слоистых структур индивидуальные особенно-сти кристалла отражают пинакоидальные рефлексы, то исследовались рефлексы типа 00l. Рефлексы такого типа называются базальными, так как описывают плоскости ба-зального пинакоида. На рисунке 3 приведен фрагмент рентгенограммы природного вермикулитизированного флогопита.

Рис. 3. Рентгенограмма кристалла вермикулитизированного флогопита. Рефлек-

сы: А – флогопитовой, Б – вермикулитовой фаз Из приведенной рентгенограммы следует, что наряду с рефлексами флогопита

(о

С 10А ) появляются базальные рефлексы фазы с о

С 14А , которая может быть отнесена к вермикулитизированному флогопиту. Исследовалась монокристаллическая пластинка слюды. Рефлексы обеих фаз являются базальными и слои исходной и вермикулитизи-рованной фаз параллельны l.

В условиях непрерывной автоклавной обработки, заключающейся в нагревании флогопита в водной среде до температур более 2500С в сочетании с уменьшением дав-


116

ления и его восстановление, возможно проникновение молекул воды в межслоевой промежуток. В этом случае уменьшается твердость кристалла. Зачастую вследствие та-ких воздействий он разлагается. Однако, возможно и возникновение вермикулитизиро-ванных зон, хотя вероятность такого изменения структуры невелика (не более 5 – 7 %).

Рентгенограмма одного из таких кристаллов флогопита до и после его автоклав-ной обработки приведены на рисунке 4, из которого следует, что вследствие гидрата-ции во флогопите возникает вермикулитизированная фаза.

На рисунке 4 приведены фрагменты рентгенограммы флогопита. Сам факт влияния степени гидратации слюд на их твердость хорошо известен. С увеличением степени гидратации твердость уменьшается. Качественное деление кристаллов слюд по их степени гидратации определяется техническими требованиями: слюды твердые, средней твердости, мягкие.

Рис. 4. Рентгенограмма флогопита до и после автоклавной обработки. Сверху –

до обработки, снизу – после обработки, стрелки – вновь появившиеся рефлексы В слоистых силикатах при отсутствии дефектов d 00 d 001 l l . Наличие слюдя-

ных блоков с различными размерами должно повлиять на картину дифракции. Нами было проанализировано 16 кристаллов флогопита различной твердости

(Н), определяемой методом микроиндентирования алмазной пирамиды по Виккерсу (микротвердомер ПМТ–3). Базальные межплоскостные расстояния d(00 )l и значения микротвердости кристаллов приведены в таблице 1.

Так как погрешность определения брэгговского угла 00,1 , то d 0,1ctg ctg

d 360

(1)

Таблица 1 – Базальные межплоскостные расстояния d(00 )l флогопита с различ-ной микротвердостью

H, кг/мм2 16 20 22 23 24 25 30 31 35 37 42 45 60 75 96 110

d(007)*7 9,90 9,94 9,93 10,01 10,00 9,98 9,98 9,95 9,96 9,90 9,93 9,98 9,98 10,03 10,00 10,02

d(008)*8 10,08 10,06 10,03 10,02 10,06 10,00 10,00 9,98 10,06 10,00 10,00 10,02 10,03 10,00 10,00 10,02

d(009)*9 9,80 9,88 9,90 9,36 9,86 10,05 10,05 10,06 9,86 9,74 9,93 10,03 10,02 9,88 9,84 9,99

d(0010)*10 10,02 10,00 10,10 9,96 9,86 10,01 10,01 10,12 10,06 10,02 10,03 9,98 9,87 10,00 10,03 10,04

d(0011)*11 10,14 10,02 10,01 10,08 10,01 10,01 10,01 10,08 10,02 10,02 10,05 10,04 10,03 10,02 10,01 10,12

d(0012)*12 10,10 10,08 10,07 10,04 10,04 10,04 10,04 10,03 10,03 10,01 10,00 10,01 9,97 9,98 9,96 9,96


117

Рис. 5. Зависимость относительной ошибки определения межплоскостного рас-

стояния dd от угла дифракции .

Мы анализируем d 00 l l при l > 6. Зависимости d 00 Hl l = f приведены на ри-

сунке 6.

Рис. 6. Влияние базального межплоскостного расстояния на микротвердость

кристаллов флогопита. На рис. 7 приведена зависимость изменений С(l) для кристаллов различной

твердости. Для того чтобы подчеркнуть отсутствие монотонности в зависимости С d 00 H l l = f точки соединены отрезками. Видно, что разброс С увеличивается с

уменьшением Н. Из приведенных графиков видно, что значения С(l) отличаются друг от друга на

значения, существенно превышающие погрешности эксперимента. Так как с увеличе-


118

нием твердости кристалла флогопита степень гидратации уменьшается, то размах вы-борки для С(l) может меняться с изменением твердости.

Рис. 7. Зависимости межплоскостного расстояния d 00 Hl l = f от значений

микротвердости для флогопитов с различной степенью гидратации. 3. Заключение Таким образом, выполненные исследования позволили реализовать следующее: 1. Cмешанные слоистые силикаты представляют собой системы, в которых

чередуются элементарные блоки негидратированной среды и блоки, в межслоевых промежутках которых, находятся молекулы воды. Увеличение степени гидратации приводит к уменьшению сил межблочного взаимодействия, то есть уменьшает твер-дость кристалла в целом. Были проанализированы кристаллы флогопита различной твердости.

2. Монокристальные образцы исследовались методом рентгеновской ди-фрактометрии. Так как межплоскостные расстояния d(001) флогопита (dф) и гидратиро-ванной вермикулитовой фазы (dв) разные dв>dф, то d(001) возрастает с уменьшением твердости образца. В то же время, казалось бы, должно выполняться условие d(001)=l(d(00l). Выполненные исследования показали, что это требование не выполня-ется значение d(00l)l отличаются для различных l друг от друга на величины, сущест-венно превышающие погрешности эксперимента. Среднее значение d(00l) l нелинейно связаны с твердостью. Размах значений l d(00l) растет с уменьшением твердости, то есть с увеличением степени гидратации.


119

3. Как следует из экспериментов для мягких флогопитов возможны значе-ния l d(00l)<dф. Следовательно, экспериментальные значения d(00l) при заданных l не могут быть параметрами, определяющими степень гидратации кристалла. В то же вре-мя размах выборки ld(00l) при 1llmax может быть использован в качестве такого па-раметра особенно при иерархической оценке степени гидратации серии кристаллов.

Список литературы: 1. Струк В.А., Щерба В.Я. Полимер-силикатные машиностроительные мате-

риалы: физико-химия, технология, применение – Минск: Тэхналогiя, 2007. – 431 с. ISBN 985-458-137-3

2. Кашаев А.А. Основные типы структур силикатов и их аналогов со сложными тетраэдрическими радикалами – ленточными, слоистыми, каркасными. – Иркутск: Ир-кутский педагогический Институт, 1994. – 25 с. ISBN 5-98227-095-4

3. Рентгенография основных типов породообразующих минералов (слоистые и каркасные силикаты) / под ред. В.А. Франк-Каменецкого. – Л.: Недра, 1983. – 213 с. ISBN 5-02-006417-3

4. Брэгг В.Л., Кларингбулл Г.Ф. Кристаллическая структура минералов – М.: Мир, 1967. – 390 с.


V.A. Liopo, E.V. Ovchinnikov, F.A. Sitkevich X-RAY ANALYSIS MIXED-LAYERED CRYSTALS The paper conducted a study on the structure of natural layered silicates with varying degrees of hydration. The methods of X-ray analysis to determine the degree of hydration. The paper shows the kinematic theory of X-ray scattering on the structures, which are disordered structural layers inter-bedded with different sizes. One of the types of layers is unhydrogenated fraction, the other - with two bilayers of the fraction of water molecules. The first corresponds to phlogopite, the second - vermicu-lite. Offered examples of possible use of the results to solve practical problems in the manufacture of construction and engineering materials. Keywords: layered silicates, mixed-, X-ray diffractometry, hydration

В.А. Ліопо, Е.В. Овчинников, Ф.А. Сіткевіч РЕНТГЕНОГРАФІЧНОГО АНАЛІЗ СМЕШАНОСЛОЙНИХ ШАРУВАТИХ КРИСТАЛІВ У статті проведені дослідження з вивчення структури природних шаруватих силікатів з різним ступенем гідратації. Запропоновано методи рентгенографічного аналізу щодо визначення ступеня гідратації. У роботі приведена кінематична теорія розсіяння рентгенівського випромінювання на структурах, що представляють собою невпорядковане перешарованими структурних шарів з різними розмірами. Один з типів шарів представляє негідровані фракцію, інший - фракцію з двома бислоями молекул води. Перша відповідає флогопіту, друга - вермікулиту. Запропоновано приклади можливого використання отриманих результатів для вирішення практичних завдань при виготовленні будівельних і машинобудівних матеріалів. Ключові слова: шаруваті силікати, смешанослойность, рентгенівська дифрактометрія, гідратація


© Макаров В.Ф, Никитин С.П.; 2014 120

УДК 621.92 В.Ф.Макаров, д-р техн. наук, проф., С.П. Никитин, канд. техн. наук

Пермский научный исследовательский политехнический университет, Россия Тел./Факс: 8 (342) 219-82-95; E-mail: [email protected]

ВЛИЯНИЕ РЕЖИМОВ ГЛУБИННОГО ШЛИФОВАНИЯ НА

УСТОЙЧИВОСТЬ ПРОЦЕССА И ПРЕДЕЛ ВЫНОСЛИВОСТИ ДЕТАЛЕЙ ИЗ ЖАРОПРОЧНЫХ СПЛАВОВ

Представлены результаты теоретического исследования устойчивости при

глубинном шлифовании лопаток турбины газотурбинных двигателей. Для исследова-ния использована теплодинамическая модель плоскошлифовального станка. Рассмот-рено влияние параметров динамической системы станка и процесса шлифования на устойчивость и предел выносливости лопаток турбины газотурбинных двигателей. Ключевые слова: технология обработки, глубинное шлифование, динамическая систе-ма станка, устойчивость динамической системы, термодинамика процесса резания, динамические характеристики

Жаропрочные литейные никелевые сплавы используют для изготовления рабо-

чих и сопловых лопаток турбины газотурбинных двигателей (ГТД) (рис.1). Известно, что наиболее эффективным технологическим процессом обработки базовых поверхно-стей лопаток турбин являются процесс глубинного шлифования. Этот процесс позволя-ет обеспечить высокую точность профиля ± 0,05мм и низкую шероховатость Ra ≤ 1,25 мкм. При этом особенностью глубинного шлифования является увеличенная длина ду-ги контакта шлифовального круга с деталью, что приводит к возрастанию мощности и сил резания, общей тепловой напряженности в зоне резания. Что отрицательно влияет на качество и усталостную прочность лопаток.

Рис.1. Общий вид лопаток газотурбинных двигателей

Для прогнозирования качества деталей при обработке лопаток ГТД необходимо выявить взаимосвязи эксплуатационных показателей качества лопаток с параметрами поверхностного слоя и технологическими показателями процесса глубинного шлифо-



121

вания [1]. Значительное внимание должно быть уделено исследованию динамики и ус-тойчивости процесса, термодинамическим явлениям при профильном глубинном шли-фовании [2,3].

Качество поверхностного слоя заготовки определяется одновременным воздействием геометрического, силового и теплового факторов, являющихся функциями режимов процесса шлифования и характеристик кругов, которые имеют непосредственную связь с относительными колебаниями формообразующих узлов станка. Общая теория колебаний при резании дает ответ на вопрос о характере колебаний при шлифовании. Колебания при шлифовании являются вынужденными, но их уровень зависит от степени устойчивости динамической системы.

Задачей является поиск путей снижения колебаний шлифовальных станков за счет повышения степени устойчивости системы. Это позволит управлять тепловыми и упругими явлениями при шлифовании так, чтобы обеспечить заданное качество поверхностного слоя лопатки и предел выносливости. Поэтому при исследовании определяют способы исключения колебаний или понижения их уровня. В рамках решения задачи были проведены теоретические исследования влияния режимов резания на устойчивость, уровень температур при глубинном шлифовании и предел выносливости лопаток ГТД.

Ставится задача поиска путей снижения колебаний шлифовальных станков за счет повышения степени устойчивости системы. Это позволит управлять тепловыми и упругими явлениями при шлифовании так, чтобы обеспечить заданную точность и качество поверхностного слоя заготовки.

Для исследований в данной работе использована математическая модель теплодинамической системы шлифовального станка [4], учитывающая взаимодействие упругих, тепловых явлений и процесса резания. Для построения математической модели использован метод электрической аналогии [5], который позволяет отразить как тепловые, механические, так и процессы другой физической природы. Привод главного движения, привод подачи и несущая система представлены в модели упрощенно, в виде эквивалентных жесткостей.

Влияние режимов резания, свойств обрабатываемого материала и геометрии шлифовального круга на динамические характеристики процесса шлифования могут быть получены на основе использования динамической характеристики резания. Процесс резания оказывает влияние на устойчивость системы. Она может быть исследована при анализе замкнутой динамической системы станка при шлифовании с помощью критерия Найквиста [2,3]. Динамическая характеристика резания вызывает фазовое смещение, что выражается в повороте амплитудно-фазовой характеристики разомкнутой системы (годографа), это может приводить к пересечению отрицательной ветви вещественной оси. Таким образом, система станка при резании становится потенциально неустойчивой. При шлифовании изменение условий обработки (продольной и поперечной подачи, ширины круга, зернистости и т.п.) влияет на силы резания, а значит и на устойчивость, через изменение фактического сечения срезаемого слоя. Этим объясняется влияние на устойчивость системы продольной и поперечной подач.

Амплитудно-фазовые характеристики разомкнутой системы станка при шлифо-вании с различными поперечными подачами показаны на рис.2. Из рисунка видно, что с возрастанием поперечной подачи фазовое смещение годографа разомкнутой системы увеличивается, а значит, устойчивость системы в замкнутом состоянии уменьшается.


122

а) попS = 0,001мм/проход б) попS = 0,1мм/проход Рис. 2. АФЧХ разомкнутой системы станка при шлифовании с раз-

личными поперечными подачами попS Изменение скорости резания практически не оказывает влияния на устойчивость

замкнутой системы станка при шлифовании. Продольная подача при шлифовании оказывает значительное влияние на устой-

чивость (рис.3). Влияние вибрационных следов на устойчивость при последующих проходах

также известно давно [3]. Это явление иногда называют регенеративным эффектом.

а) прS =1,5 м/мин б) прS =3,5 м/мин Рис. 3. АФЧХ разомкнутой системы станка при шлифовании с различными про-

дольными подачами прS Наличие следов создает в динамической системе станка при резании дополни-

тельную обратную связь. Обратные связи с запаздыванием вызывают дополнительное фазовое смещение, что выражается в дальнейшем повороте амплитудно-фазовой харак-теристики разомкнутой системы, что может приводить к пересечению отрицательной ветви вещественной оси.

На рис. 4 показаны амплитудно-фазовые характеристики замкнутой системы станка при шлифовании с учетом регенеративного эффекта. Для этого в математиче-ской модели в уравнение процесса резания вводится дополнительный элемент, отра-жающий запаздывание сигнала от следов предыдущей обработки.


123

а) =0,005 с б) = 0,002 с Рис. 4. АЧХ разомкнутой системы станка при шлифовании с различными запаз-

дываниями Из рисунка 3 видно, что величина запаздывания воздействия от следов преды-

дущей обработки оказывает сильное воздействие на амплитудно-фазовую характери-стику станка при шлифовании.

При наличии неустойчивости динамическая система станка при шлифовании будет испытывать вынужденные колебания, в том числе на собственных частотах. Уро-вень этих колебаний будет определяться степенью неустойчивости, которая может по-нижаться до нуля. При выявлении нестабильности нужно исходить из того, что при шлифовании носителем регенеративного эффекта может быть микроволнистость шли-фовального круга. Природа микроволнистости шлифовального круга определяется не-равномерностью износа его участков, колебаниями при непрерывной правке, а также из-за зерен с различной режущей способностью на периферии круга.

Колебания динамической системы станка при шлифовании вызывает изменение фактического срезаемого слоя, фактической силы резания, а в силу взаимосвязанности процессов вызывают изменения в тепловой системе станка при шлифовании. Это при-водит к колебаниям температур в зоне шлифования.

На рис. 5 приведена амплитудно-частотная характеристика для температуры ре-зания при периодическом изменении силы резания.

Рис.5. Колебания температуры резания при периодическом изменении силы ре-

зания


124

Амплитудно-частотные характеристики показывают, что внешние воздействия на собственных частотах вызывают резонансное увеличение колебаний температуры резания. При низкой устойчивости динамической системы станка при шлифовании амплитуда колебаний может значительно возрастать и приводить к периодическим де-фектам поверхности в виде прижогов, изменения физико-механических свойств шли-фованной поверхности.

Эти же явления могут происходить при врезании шлифовального круга в заго-товку, когда возникают переходные процессы в динамической системе (рис.6).

Колебания температур при глубинном шлифовании лопаток ГТД ведут к тепло-вым расширениям металла в поверхностном слое и структурно-фазовым превращениям металла. Это определяет характер формирования и распределения остаточных напря-жений 1-го рода в поверхностном слое.

Под руководством проф. Макарова В.Ф. были проведены работы по интенсифи-кации процесса глубинного шлифования лопаток турбин на различных станках с ЧПУ на ОАО «ПМЗ» [1], которые подтверждают существенное влияние остаточных напря-жений в тонком поверхностном слое замков лопаток на предел выносливости -1 и ус-талостную прочность.

Рис.6. Переходный процесс колебаний температуры резания при сту-

пенчатом приложении силы резания Оптимизация станка связана с большими издержками. Поэтому, если на практи-

ке проявляется неустойчивость из-за регенеративного эффекта, то более эффективным способом стабилизации системы является изменение передаточной характеристики процесса шлифования. Этого можно достигнуть изменением режимов резания и техни-ческих характеристик круга. Однако при этом требуется проверка устойчивости с по-мощью моделирования.

Работа выполнена при финансовой поддержке Минобрнауки РФ (договор №02.G25.310016) в рамках реализации Постановления Правительства РФ №218 «О ме-рах государственной поддержки развития российских высших учебных заведений и ор-ганизаций, реализующих комплексные проекты по созданию высокотехнологического производства» от 12.02.13.


125

Заключение 1. Предел выносливости -1 лопаток зависит от параметров качества поверхно-

стного слоя, которые определяются динамикой и устойчивостью процесса шлифования, термодинамическими явлениями при профильном глубинном шлифовании.

2. Снижение устойчивости процесса глубинного шлифования может значи-тельно повышать колебания в системе, которые влияют на точность и тепловые процессы, что в значительной степени определяет качество поверхностного слоя лопатки и предел выносливости.

3. Для обеспечения качества обработки в условиях опытного и мелкосерийного производства необходим прогноз на основе математического моделирования теплоди-намической системы процесса глубинного шлифования, который позволит правильно выбрать режимы резания и другие параметры обработки.

Список литературы: 1. Макаров В.Ф. Современные методы высокоэффективной абразивной обработ-

ки жаропрочных сталей и сплавов: Учебное пособие.- СПб.: Издательство “Лань”, 2013. – 320 с.

2. Полетаев В. А., Волков Д.И. Глубинное шлифование лопаток турбин: биб-лиотека технолога. - М.: Машиностроение, 2009. - 272 с.

3. Никитин С.П. Теоретическое исследование устойчивости при обработке шли-фованием./ Вестник УГАТУ. Уфа, Россия, 2013. Т. 17, №8(61), стр. 38-44.

4. Никитин С.П. Моделирование процесса резания при шлифовании с учетом взаимодействия упругой и тепловой систем. // Уфа, Вестник УГАТУ, 2009, Т.12, №4(33), с. 61-65.

5. Никитин С.П. Моделирование технологического оборудования: Учеб. пособие / Перм. гос. техн. ун-т. – Пермь, 2001.- 139 с.


Makarov V.F., Nikitin S.P. IMPACT OF DEEP GRINDING MODES ON REFRACTORY ALLOY MATERIALS ENDURANCE LIMIT AND PROCESS STABILITY This article provides theoretical research results regarding stability in case of gas turbine engine blades deep grinding. The surface grinding machine thermodynamic model is used. It takes into account how machine dynamic system characteristics impact on stability and endurance limit of gas turbine engine blades. Key words: tooling method, deep grinding, machine dynamic system, dynamic system stability, cutting process thermodynamics, dynamic performance

Макаров. В.Ф., Никитин С.П. ВПЛИВ ГЛИБОКОГО ПОДРІБНЕННЯ НА СТІЙКІСТЬ ПРОЦЕСУ І ВТОМИ МЕЖА ТЕПЛА ЖАРОМІЦНІ СПЛАВИ Результати теоретичних досліджень стійкості під глибокий шліфувальні турбінних лопаток газотурбінних двигунів. Для дослідження використані динамічної моделі шліфування машини. Динамічні параметри машини і шліфування вплив на стабільність і обмеження витривалість турбінних лопаток газотурбінних двигунів. Ключеві слова: Технологія обробки, глибоко шліфувальні машини, динамічної системи, стійкості динамічних систем, термодинаміки, динамічних характеристик розкрою процес


© Михайлов Д.А.;2014 126

УДК 621.794 Д.А. Михайлов, аспирант

Донецкий национальный технический университет, Украина Тел./Факс: +38 (095) 0739343; E-mail: [email protected]

ОСНОВНЫЕ ОСОБЕННОСТИ ЭКСПЛУАТАЦИИ ЛОПАТОК КОМПРЕССОРА

ГТД И КЛАССИФИКАЦИЯ ИХ ЭКСПЛУАТАЦИОННЫХ ФУНКЦИЙ

В статье приведены данные связанные с особенностями эксплуатации лопаток компрессора ГТД. А также разработана системная модель процесса преобразования свойств лопаток компрессора при эксплуатации. В работе представлена классифика-ция основных эксплуатационных воздействий на лопатки компрессора ГТД и разрабо-тана гипотетическая схема взаимодействия частиц пыли при износе элементов пера лопатки компрессора. Приведена схема взаимодействия пыли и частиц аэродинамиче-ского потока воздуха с лопатками компрессора. Ключевые слова: газотурбинный двигатель, лопатки компрессора, особенности экс-плуатации, классификация эксплуатационных функций.

1. Введение

Лопатки компрессора газотурбинного двигателя (ГТД) являются главными эле-ментами авиационных двигателей. Общее количество лопаток в ГТД составляет 2500 … 3500 штук, при этом структурная надежность всего двигателя определяется вероят-ностью безотказной работы каждой лопатки, в том числе и лопаток компрессора. В процессе эксплуатации лопаток компрессора на них действует целый ряд эксплуатаци-онных функций, вызывающих разрушения элементов лопатки [1 … 5]. При этом наи-большее влияние на ресурс ГТД оказывают эрозионно-коррозионные воздействия, воз-никающие в процессе эксплуатации двигателя и вызывающие обычно неравномерные разрушения элементов лопатки. Поэтому в данной работе проведены исследования, связанные с эксплуатационными особенностями лопаток компрессора ГТД и направ-ленные на дальнейшее повышение их ресурса. Целью данной работу является определение основных особенностей эксплуата-ции лопаток компрессора ГТД и классификация их эксплуатационных функций для по-следующей разработки методов повышения их ресурса. В работе планируется решить следующие задачи: определить основные особен-ности эксплуатации лопаток компрессора, выполнить классификацию эксплуатацион-ных функций лопаток компрессора и выявить действие основных эксплуатационных функций на функциональные элементы лопатки компрессора ГТД. При эксплуатации двигателей вертолетов на лопатки компрессора действует це-лый ряд эксплуатационных воздействий различного характера, действие которых мож-но моделировать потоками материи MW, энергии EW и информации IW (рис. 1).

На рис. 1 представлена модель процесса преобразования свойств лопаток ком-прессора ГТД при эксплуатации. Здесь показано: V – вход, процесс начала эксплуата-ции лопатки, W – выход, процесс завершения эксплуатации лопатки. Процесс преобра-зования свойств лопатки при эксплуатации происходит из-за действия эксплуатацион-ных воздействий материального MW, энергетического EW и информационного IW харак- теров. Начальные и конечные свойства лопатки можно представлять следующими век-торами:



127

, ; где vi – i-е начальное свойство лопатки компрессора; wj – j-е конечное свойство лопатки ком-прессора; n – общее количество начальных свойств лопатки компрессора, которые образова-ны до ее эксплуатации; n – общее количество конечных свойств лопатки компрессора, образующихся в процессе ее эксплуатации.

2. Классификация эксплуатационных функций В процессе эксплуатации вертолетных двигателей на лопатки компрессора дей-ствует целый ряд эксплуатационных воздействий, которые можно структурировать. На

рис. 2 представлена классификация основных эксплуатационных воздействий на лопат-ки компрессора. Эти воздействия можно разделить следующим образом:

Рис. 1. Модель процесса преобразова-ния свойств лопаток компрессора при эксплуатации

Рис. 2. Классификация основных эксплуатационных воздействий на лопатки ком-прессора ГТД


128

Рис. 3. Основные элементы пера ло-патки компрессора

- температурные воздействия, - коррозионные воздействия, - эрозионные воздействия, - воздействия от инородных тел, - эксплуатационные силы. Здесь можно отметить, что в своей совокупности все эти воздействия вызывают комплексные разрушения лопаток компрессора. При этом катастрофический износ вы-зывают эрозионные разрушения лопаток, возникающие из-за эрозионного износа пера лопатки компрессора. Поэтому далее будут рассмотрены более детально эти вопросы. 3. Особенности эксплуатации лопаток компрессора Для вертолетов характерны полеты на небольшой высоте, сравнительно дли-тельная работа вблизи поверхности земли, взлет и посадка с естественных площадок [2], имеющих песчанистую и пылевую почву. В этих условиях, в вертолетные двигате-ли может поступать воздух с частицами песка, пыли и других абразивных частиц, под-нимающихся как в результате естественной запыленности воздуха вблизи земли, так и вследствие того, что потоки воздуха, идущие от несущего винта поднимают с поверх-ности земли твердые частицы, создающие вокруг самолета облако с увеличенной кон-центрацией частиц песка и пыли. Кроме того, в ряде случаев в регионах, где имеется вулканические процессы, работа вертолетов происходит в условиях с увеличенной концентрации вулканического пепла в воздухе вокруг них. При висении вертолета концентрация пыли и других частиц в воздухе может достигать несколько грамм в кубическом метре около земли и до 1 г/м3 вблизи входов в двигатели. Более типична концентрация на входе в двигатели около 0,2 … 0,3 г/м3. При этом в воздух могут подниматься как мелкие частицы, так и достаточно крупные раз-мерами до 200 … 400 мкм [2]. Все это вызывает значительные эрозионные разрушения элементов ГТД, в том числе и лопаток компрессора.

Анализируя процесс эрозионного раз-рушения лопаток компрессора можно отме-тить, что их износ в основном происходит по входной кромке и поверхности корыта (рис. 3). На рис. 3 представлены основные элемен-ты пера лопатки компрессора, а именно сле-дующие: входная и выходная кромки, корыто пера лопатки, спинка пера лопатки и тело пе-ра лопатки (на рис. 3 не обозначено). Поверх-ности пера лопатки являются рабочими, к ним предъявляют высокие требования по точ-ности геометрических параметров, шерохова-

тости поверхностей и физико-механическим свойствам. Можно отметить, что величина износа элементов пера лопатки обычно увеличи-

вается от полки к периферии пера. Это объясняется тем, что в компрессоре происходит постепенное сепарирование частиц пыли и песка к периферии по тракту компрессора, а также из-за увеличения скорости относительного движения частиц по высоте пера ло-патки компрессора (рис. 4). На рис. 4 цифрами обозначены следующие позиции: 1 – пе-ро лопатки компрессора, 2 – полка лопатки, 3 – замок лопатки (трапециидальный).


129

Здесь можно отметить, что при постоянной частоте вращения ротора компрессора линейная скорость по высоте пера лопатки изменяется в соответствии с эпюром, пред-

ставленным на рис. 4. В результате соответственно увеличи-вается и скорость относительного соударения пыли и частиц песка.

А также следует отметить, что в первой ступени износ пера наблюдается по всей высоте, а в последующих ступенях из-за сепарирования пыли и песка он смещается к периферии пера лопатки. В результате концентрации пыли и песка в аэ-родинамическом потоке у периферии пера лопатки в послед-них ступенях их износ может быть в несколько раз выше, чем на входе в компрессор. Однако этот износ может в каждом конкретном случае может иметь свои особенности.

Можно отметить, что эрозионный износ пера лопатки начинается на входной кромке пера лопатки, которая в про-цессе износа из-за действия аэродинамического потока теря-ет свою форму на величину A. А также износ пера лопатки происходит по поверхности корыта пера лопатки (рис. 5). При этом форма пера лопатки 1 преобразуется в форму 2.

Причем величина износа слоя пера корыта лопатки по ее ширине имеет переменную величину D ≠ const = f (x, z), которая зависит от угла соударения частиц ≠ const. При этом угол соударения частиц с лопаткой изменяется по ширине и высоте пера и зависит от формы корыта пера лопатки и траектории относительного движения частиц.

На рис. 5 представлена гипотетическая схема взаимодействия частиц пыли при износе элементов пера лопатки компрессора.

Можно отметить, что спинка пера лопатки почти не изнашивается [2]. При этом при значитель-ном износе поверхности корыта пера лопатки у зад-ней или передней кромки она отгибается, образуя за-усенец 3 на спинке (рис. 5). Общий вид заусенца по передней кромке пера лопатки представлен на рис. 6. Следует отметить, что величина износа, как передней кромки, так и корыта в процессе эксплуата-ции увеличивается прямо пропорционально суммар-ному количеству прошедших частиц пыли и песка независимо от их концентрации в воздухе. Размер частиц кварцевой пыли существенно влияет на вели-чину износа. Чем крупнее частицы пыли, тем интен-сивнее износ [1, 2].

На рис. 7 представлена схема взаимодействия пыли и частиц аэродинамического потока воздуха с лопатками компрессора. Здесь показано следующее: позиции 1 и 2 - соседние лопатки компрессора; v1 - направление движения потока воздуха по тракту двигателя; v2 – поперечная скорость относительного движения частицы пыли или песка; v – суммарная скорость относи-тельного движения частиц пыли и песка по траекториям относительного движения час-тиц; – линейная скорость поперечного движения лопатки; a, b, c, d – траектории от-

Рис. 4. Эпюр скоро-стей точек, распо-ложенных по высоте пера лопатки ком-прессора

Рис. 5. Гипотетическая схема взаимодействия частиц пыли при износе элементов пера лопатки компрессора


130

носительного движения частиц разных размеров; - угол соударения частиц пыли и песка с поверхностью корыта пера лопатки ( ≠ const из-за формы корыта пера лопат-ки).

Можно отметить, что траектории относи-

тельного движения частиц пыли и песка a (рис. 7) почти не отклоняются от теоретических зна-чений [2], при этом с уменьшением размера час-тиц до размеров 10 … 15 мкм траектории b, c, d начинают отклоняться и тем больше, чем меньше частицы. Это обусловлено особенностя-ми аэродинамического потока воздуха в тракте компрессора вертолетного двигателя.

Интенсивность эрозионного изнашивания элементов пера лопатки зависит от целого ком-

плекса параметров: - состава потока газов, паров и жидкости; - формы, состава, структуры и материала частиц пыли и песка аэродинамическо-

го потока; - скорости относительного движения частиц и поверхности пера лопатки ком-

прессора; - угла соударения частиц с поверхностью пера лопатки; - материала пера лопатки. Наибольший износ поверхности корыта пера лопатки обычно наблюдается при углах со-ударения = 50 … 60°, а для = 90° и = 20 … 25° он почти в 2 раза меньше [2]. Изменение угла соударения частиц и поверхности является основ-ной причиной различной глубины износа корыта пера лопатки по ее ширине и высоте. Это связано с тем, что по ширине пера лопатки форма корыта пера в направлении x (рис. 7) имеет переменные параметры, а также перо лопатки по высоте в на-правлении z имеет закрутку на определенный угол, что также влияет на изменение угла соуда-рения частиц с поверхностью. 4. Заключение Таким образом, выполненные исследова-ния позволили установить, что износ лопатки компрессора имеет определенные осо-бенности, а именно: - входная кромка (зона около входной кромки) имеет переменный износ, увели-чивающийся от полки лопатки к периферии пера лопатки, величина которого может изменяться до 2-х раз;

Рис. 6. Общий вид заусенца по передней кромке пера лопатки

Рис. 7. Схема взаимодействия пыли и частиц аэродинамиче-ского потока воздуха с лопат-ками компрессора


131

- выходная кромка (зона около выходной кромки) имеет переменный износ, уве-личивающийся от полки лопатки к периферии пера лопатки, величина которого может изменяться до 1,5 раз;

- периферийная кромка (зона около периферии корыта пера) имеет переменный износ, уменьшающийся от входной к выходной кромке, величина которого может из-меняться до 1,3 … 1,5 раз;

- поверхность корыта пера лопатки имеет переменный износ, изменяющийся по поверхности до 2-х раз;

- поверхность спинки пера лопатки практически не изнашивается и имеет срав-нительно незначительный износ.

Список литературы:

1. Демин Ф.И., Проничев Н.Д., Шитарев И.Л. Технология изготовления основ-ных деталей газотурбинных двигателей. Учеб. пособие. – М.: Машиностроение, 2002. – 328 с. ISBN 5-217-03119-0. 2. Вертолетные газотурбинные двигатели / В.А. Григорьев, В.А. Зрелов, Ю.М. Игнаткин и др.; под оющ. ред. В.А. Григорьева и Б.А. Пономарева. -М.: Машинострое-ние, 2007. – 491 с. ISBN 5-217-03362-2.

3. Абраимов Н.В., Елисеев Ю.С. Химико-термическая обработка жаропрочных сталей и сплавов. – М.: Интермет Инжиниринг, 2001. – 622 с. ISBN 5-89594-066-8. 4. Богуслаев В.А., Качан А.Я., Долматов А.И., Мозговой В.Ф., Кореневский Е.Я. Технология производства авиационных двигателей. Ч. 1. Основы технологии. - Запо-рожье: ОАО «Мотор Сич», 2007. – 518 с. ISBN 966-87-2. 5. Богуслаев В.А., Яценко В.К., Жеманюк П.Д., Пухальская Г.В., Павленко Д.В., Бень В.П. Отделочно-упрочняющая обработка деталей ГТД. - Запорожье: ОАО «Мотор Сич», 2005. – 559 с. ISBN 966-7108-91-0. Надійшла до редколегії 16.12.2014.

D.A. Mikhaylov OPERATING HIGHLIGHTS COMPRESSOR BLADES OF GTE AND CLASSIFICATION OF THEIR OPERATIONAL FUNCTIONS The article presents data related to the peculiarities of operation of the compressor blades of GTE. And to develop a system model of the process of transformation properties of the compressor blades during opera-tion. The paper presents a classification of the main operational impacts on the compressor blades and turbine engine developed a hypothetical scheme of interaction of dust particles with wear elements pen compressor blades. A diagram is also given interaction and dust particles with an aerodynamic airflow compressor blades Key words: gas turbine engine, compressor blades, operating features, the classification of operational func-tions.

Д.О. Михайлов ОСНОВНІ ОСОБЛИВОСТІ ЕКСПЛУАТАЦІЇ ЛОПАТОК КОМПРЕСОРА ГТД І КЛАСИФІКАЦІЯ ЇХ ЕКСПЛУАТАЦІЙНИХ ФУНКЦІЙ У статті наведені дані пов'язані з особливостями експлуатації лопаток компресора ГТД. А та-кож розроблена системна модель процесу перетворення властивостей лопаток компресора при експлу-атації. У роботі подано класифікацію основних експлуатаційних впливів на лопатки компресора ГТД і розроблена гіпотетична схема взаємодії частинок пилу при зносі елементів пера лопатки компресора. А також наведена схема взаємодії пилу і частинок аеродинамічного потоку повітря з лопатками компре-сора. Ключеві слова: газотурбінний двигун, лопатки компресора, особливості експлуатації, класифікація екс-плуатаційних функцій.


© Михайлов Д.А., Хандожко А.В., Шейко Е.А., Недашковский А.П.., Михайлов А.Н.;2014 132

УДК 621.794 Д.А. Михайлов, аспирант, А.В. Хандожко, д-р техн. наук, профессор, Е.А. Шейко, канд. техн. наук, доцент, А.П. Недашковский, инженер,

А.Н. Михайлов, д-р техн. наук, профессор, Донецкий национальный технический университет,

Брянский государственный технический университет, Россия, Снежнянский машиностроительный завод

Тел./Факс: +38 (095) 0739343; E-mail: [email protected]

ОБЩИЙ ПОДХОД В ОБЕСПЕЧЕНИИ ФУНКЦИОНАЛЬНО-ОРИЕНТИРОВАННЫХ СВОЙСТВ ЛОПАТОК КОМПРЕССОРА ГТД НА БАЗЕ

ПРИНЦИПА ЕДИНОВРЕМЕННОГО ПОЛНОГО ИЗНОСА ПОКРЫТИЯ

В данной статье разработан общий подход в обеспечении функционально-ориентированных свойств лопаток компрессора ГТД. Предложено функционально-ориентированные свойства выполнять на базе специальных покрытий, свойства ко-торых реализуются на базе принципа единовременного полного их износа в заданный период эксплуатации лопатки. В работе разработана модель взаимосвязей между элементами системы «эксплуатация-технологические воздействия-свойства» при реализации принципа единовременного полного износа покрытия. А также приведены структурные варианты технологических процессов изготовления и восстановления лопаток. Для реализации функционально-ориентированных покрытий представлены основные этапы и операции отделочной обработки или восстановления лопатки. Ключевые слова: лопатка компрессора, технологический процесс, структурные вари-анты, принцип единовременного полного износа покрытия.

1. Введение

Проведенные исследования позволили установить, что в процессе эксплуатации лопаток компрессора газотурбинного двигателя (ГТД) ее функциональные элементы изнашиваются неравномерно в результате действия эрозионно-коррозионных воздейст-вий. При этом неравномерность износа покрытия по поверхности функциональных элементов пера лопатки может достигать до 2-х раз. Для повышения ресурса лопаток компрессора ГТД применяют множество различных методов отделочно-упрочняющей обработки [1 … 3]. Наиболее перспективным методом является применение нитрид-титановых вакуумных ионно-плазменных покрытий пера лопатки [2, 3].

На рис. 1 представлен элемент лопатки компрессора с ионно-плазменным покрытием. Здесь показано: 1 – тело пера лопатки, 2 – ионно-плазменное покрытие. Толщина покрытия лопаток компрессора составляет 5 … 6 мкм. При этом выпол-ненные исследования позволили установить, что применяе-мое нитрид-титановое покрытие в процессе эксплуатации ло-паток имеет неравномерный износ. Причем наиболее изнаши-вается функциональный элемент пера лопатки находящийся в зоне входной кромки пера. А также поверхность корыта пера лопатки также имеет неравномерность износа, которая зави-сит от действующих функций. Кроме того, зона возле пери-ферийной кромки также имеет неравномерность износа по-верхности корыта пера лопатки.

Рис. 1. Элемент ло-патки компрессора с ионно-плазменным покрытием



133

Таким образом, выполненные исследования позволили установить, что износ функциональных элементов пера лопатки компрессора имеет большую неравномер-ность, которая зависит от действующих эксплуатационных функций, которые опреде-ляются особенностями эксплуатации ГТД.

Целью данной работы является повышение ресурса и ремонтопригодности лопа-ток компрессора ГТД при их изготовлении и/или восстановлении, а также увеличение числа восстановлений в период их общего срока службы, за счет применения функцио-нально-ориентированных покрытий, формируемых на пере лопатки на базе принципа единовременного полного износа покрытия и реализуемых посредством специального технологического обеспечения, структурируемого посредством закономерностей, дей-ствующих между операциями технологического процесса. Для достижения поставленной цели в данной работе планируется решить сле-дующие задачи: рассмотреть вопросы повышения ресурса лопаток компрессора, разра-ботать методы повышения ресурса лопаток компрессора на основе применения функ-ционально-ориентированных покрытий с использованием принципа единовременного полного износа покрытия (ЕПИП), разработать структурные варианты технологических процессов изготовления и восстановления лопаток компрессора с использованием функционально-ориентированных покрытий (ФОП). Данная работа направлена на решение этих задач. 2. Особенности повышения ресурса лопаток компрессора В данной работе предложено для повышения ресурса лопаток компрессора, имеющих неравномерный эрозионно-коррозионный износ функциональных элементов пера, использовать функционально-ориентированные ионно-плазменные покрытия [4]. В этом случае, процесс формирования структуры и особенностей ФОП планируется производить на базе принципа ЕПИП в заданный период эксплуатации лопатки ком-прессора. Здесь установлено, что использование принципа ЕПИП необходимо выпол-

нять как в период изготовления и экс-плуатации новых лопаток, так и в пери-од восстановления и эксплуатации из-ношенных лопаток.

На рис. 2 представлена гипотети-ческая модель, поясняющая процесс единовременного полного износа по-крытия лопатки компрессора. В модели, на входе V в систему лопатки имеют функционально-ориентированное по-крытие (П=ФОП), на выходе W - покры-тия нет (П=ϕ). В этом случае, ФОП в процессе эрозионно-коррозионного из-носа единовременно полностью изна-шивается за период Т на базе принципа ЕПИП. Процесс износа реализуется

вследствие действия эксплуатационных воздействий, которые можно моделировать по-токами материи MW, энергии EW и информации IW.

Можно отметить, что процесс ЕПИП реализуется вследствие того, что покрытие имеет функционально-ориентированные свойства, которые обеспечиваются покрытию в функциональной зависимости от действия эксплуатационных функций. Поэтому при истечении периода Т, покрытие единовременно полностью изнашивается. При этом при

Рис. 2. Гипотетическая модель процесса единовременного полного износа покры-тия лопатки


134

восстановлении работоспособности лопатки не нужно удалять оставшееся покрытия, так как оно полностью самоудаляется. Это способствует повышению ресурса, ремонто-пригодности и сохраняемости лопатки из-за действия износа.

Повышение ресурса лопатки обеспечивается за счет того, что при применении ФОП ресурс лопатки определяется длительность износа покрытия в зоне минимального износа покрытия по поверхности пера лопатки, а при традиционных покрытиях ресурс лопатки зависит от длительности износа покрытия в зоне максимального износа покры-тия по поверхности пера лопатки (входная кромка). ФОП имеют переменные физико-механические свойства (ФМС) или переменную толщину по поверхности покрытия, параметры которого находятся в зависимости от действующих эксплуатационных функций. Это обеспечивает повышение ресурса лопаток компрессора как минимум в два раза.

Применение ФОП позволяет исключить местный износ тела пера лопатки, воз-никающий из-за неравномерного износа покрытия, и тем самым повысить сохраняе-мость тела пера лопатки по износу. При применении традиционных покрытий обычно происходит резкий износ покрытия и тела пера лопатки по входной кромке и по по-верхности корыта. При применении ФОП обеспечивается возможность кардинального решения вопросов увеличения количества восстановлений лопатки компрессора и зна-чительного повышения их срока службы. ФОП позволяет решать вопросы увеличения числа восстановлений свойств лопаток до 2 … 4 раз.

Таким образом, ФОП напыляемые на лопатки компрессора на базе принципа ЕПИП существенно повышают технико-экономические параметры их эксплуатации за счет повышения ресурса их работы и увеличения числа возможных восстановлений.

Можно также отметить, что использование принципа ЕПИП в процессе изготов-ления, восстановления и эксплуатации лопаток компрессора в заданный период Т по-

зволяет решать вопрос единовременного полно-го износа покрытия и в процессе восстановле-ния лопатки не нужно выполнять дополнитель-ное удаление оставшегося покрытия. Это обес-печивает решение вопросов повышения произ-водительности и качества восстановления лопа-ток компрессора. На рис. 3 представлена модель взаимо-связей между элементами системы «эксплуата-ция-технологические воздействия-свойства» при реализации принципа ЕПИП. Здесь показа-ны три составляющие процесса: 1 – эксплуатация лопаток, при которой происходит неравномерный износ покрытия; 2 – технологические воздействия при напылении ФОП;

3 – функционально-ориентированные свойства. Эти процессы взаимосвязаны между собой по-

токами материи, энергии и информации, которые представлены связями . структур-ные составляющие модели рис. 3 связаны между собой на базе принципа ЕПИП, пока-занного позицией 4. Разработанная модель показывает, что реализация принципа

Рис. 3. Модель взаимосвязей между элементами системы «эксплуата-ция-технологические воздействия-свойства» при реализации принципа ЕПИП


135

Рис. 5. Полная структурная схема процессов изготовления – эксплуатации и восстановления – эксплуатации лопатки на базе принципа ЕПИП

ЕПИП при изготовлении или восстановления лопаток компрессора возможно на базе связей в системе «эксплуатация-технологические воздействия-свойства». 3. Структура технологических процессов На рис. 4 представлена структурная схема выполнения принципа единовремен-ного полного износа функционально-ориентированного покрытия при изготовлении

или восстановлении лопаток и их эксплуатации. Здесь показано: на рис. 4,а – процесс изготовления лопаток, на рис. 4,б – процесс вос-становления лопаток. А также бу-квами показано следующее: V – входной поток, W – выходной по-ток, П = ϕ – обозначает, что по-крытия нет (пустое множество). На рис. 4,а показан этап из-готовления лопаток с обеспечени-ем функционально-ориентированных (ФО) свойств покрытию лопаток компрессора и эксплуатации лопаток с полным износом покрытия (П = ϕ). При этом процесс формирования по-крытия реализуется на базе прин-ципа ЕПИП поэтому в процессе эксплуатации таких лопаток с по-крытием происходит за период износа Т процесс единовременно-го полного износа ФОП. Такие же особенности реализуются в про-

цессе восстановления и эксплуатации лопаток, основные характеристики которого при-ведены на рис. 4, б. В случае, когда реализуется полный технологический процесс изготовления, восстановления и эксплуатации лопаток компрессора структура процесса может быть выполнена в соответствии со схемой, представленной на рис. 5. На рис. 5 представлена полная структурная схема процессов изготовления – эксплуатации и восстановления –

Рис. 4. Структурная схема выполнения прин-ципа единовременного полного износа функ-ционально-ориентированного покрытия при изготовлении или восстановлении лопаток и их эксплуатации: а – процесс изготовления лопаток, б – процесс восстановления лопаток


136

эксплуатации лопатки на базе принципа ЕПИП. Здесь показаны: 1, 2, …, n - этапы изго-товления и эксплуатации лопаток; V – вход лопатки в процесс; W – выход лопатки из процесса; ФО – функционально-ориентированные (свойства). На 1-м этапе выполняет-ся процесс изготовления и эксплуатации лопаток, затем на 2-м и последующих этапах - восстановление и эксплуатация лопаток. На каждом из этапов реализуется ФОП и принцип ЕПИП. При этом после завершения каждого из этапов ФОП должно едино-временно полностью изнашиваться (П = ϕ). На рис. 6 представлены структурные варианты технологических процессов изго-товления и восстановления лопаток компрессора: на рис. 6,а – традиционный вариант, на рис. 6,б – вариант, использующий на этапе восстановления лопаток ФОП, на рис. 6,в – вариант, использующий ФОП на всех этапах изготовления и восстановления лопаток.

Рис. 6. Структурные варианты технологических процессов изготовления и вос-становления лопаток компрессора: а – традиционный вариант, б – вариант, использующий на этапе восстановления ло-паток ФОП, в – вариант, использующий ФОП на всех этапах изготовления и восста-новления лопаток. РП – равнотолщинное покрытие, НИП – неравномерный износ покрытия, Пр – про-блема, ОП – опорное полирование, ОСП – оставшееся покрытие, П ≠ϕ – имеется ос-таточное покрытие, П = ϕ – покрытие отсутствует, - знак бинарного соответст-вия.


137

Первый структурный вариант технологического процесса изготовления и вос-становления лопаток компрессора (рис. 6,а) – это традиционный вариант. Здесь, на по-зиции 1 технологического процесса для пера лопатки реализуется равнотолщинное по-крытие (РП), на позиции 2 из-за особенностей эксплуатации лопатки происходит не-равномерный износ покрытия (НИП), при этом происходит противоречие – проблема (Пр) между нанесенным РП и НИП, так как на входе покрытие равнотолщинное, а про-цесс износа происходит неравномерный, при этом на функциональных элементах пера лопатки остается неравномерное покрытие (ОСП) П ≠ ϕ. Поэтому на операции 4 долж-но выполняться опорное полирование (ОП) [5] оставшегося покрытия, которое имеет полный износ в зонах входной, выходной и периферийной кромках и на поверхности корыта пера лопатки. После операции полного удаления оставшегося покрытия на опе-рации 4, покрытие с функциональных элементов полностью удаляется П = ϕ. На этапе восстановления – эксплуатации повторяются те же проблемы, поэтому после эксплуа-тации лопаток необходимо каждый раз удалять оставшееся покрытие. При этом обычно наносимые покрытия имеют высокие параметры физико-механических свойств и их очень сложно удалять с поверхности пера лопатки. Наиболее перспективно этот про-цесс выполнять на базе опорного полирования (ОП) [5]. Во втором структурном варианте технологического процесса, представленного на рис. 6,б, позиции операций 1, 2 и 3 аналогичны позициям рис. 6,а. На операции 4 выполняется процесс восстановления пера лопатки с нанесением функционально-ориентированного покрытия (ФОП), свойства которого выполнены в соответствии с особенностями действия эксплуатационных функций и происходящим износом покры-тия на позиции 4. В этом случае происходит единовременный полный износ покрытия за временной период Т на базе принципа ЕПИП. При этом существует бинарное соот-ветствие между свойствами ФОП и ЕПИП, поэтому по истечению периода Т происхо-дит единовременный полный износ покрытия. При последующих процессах восстанов-ления лопаток подобные процессы могут неоднократно повторяться. Представленная структура технологического процесса (рис. 6,б) является более рациональной по срав-нению с предыдущей структурой за счет возможности увеличенного количества вос-становлений лопаток компрессора. Структурная схема технологического процесса, представленная на рис. 6,в, яв-ляется более перспективной по сравнению с предыдущими структурами, так как с са-мого начала реализуется ФОП и ЕПИП. Это позволяет увеличить количество восста-новлений лопаток компрессора и в целом повысить их ресурс при эксплуатации. На рис. 7 представлены основные этапы и операции отделочной обработки или восстановления лопатки компрессора. Здесь показано, что технологический процесс отделочной обработки или восстановления пера лопатки следует выполнять в три эта-па: 1-й этап – обработка пера лопатки до напыления покрытий; 2-й этап – процесс напыления покрытий на функциональные элементы (ФЭ) пе-ра лопатки; 3-й этап – обработка функциональных элементов пера лопатки после напыления покрытий. Можно отметить, что на 1-м этапе технологического процесса при обработке пе-ра лопатки до напыления покрытий могут выполняться следующие подэтапы: - удаление оставшегося покрытия (химическое разрыхление и травление покры-тий, опорное полирование оставшегося покрытия);


138

- отделочная обработка функциональных элементов пера лопатки (предвари-тельное и окончательное полирование).

На 2-м этапе технологического процесса выполняется напыление покрытий на функциональные элементы (ФЭ) пера лопатки. Здесь могут напыляться традиционные покрытия (равнотолщинное с постоянными свойствами по поверхности пера лопатки) или ФОП. Традиционные покрытия могут реализовываться однослойными или много-слойными, а ФОП – многовариантные покрытия, число которых может быть достаточ-но большого количества - мощностью s.

3-й этап технологического процесса характеризуется тем, что он может выпол-няться без обработки и с обработкой. При этом дополнительная обработка может реа-лизовываться посредством предварительного и окончательного глянцевания покрытия пера лопатки.

4. Выводы Выполненные исследования позволили разработать общий подход обработки и

восстановления функциональных элементов пера лопатки на основе ФОП, обеспечи-вающих ЕПИП в период эксплуатации лопатки Т. Это позволяет повысить ресурс лопа-ток до их восстановления и увеличить количество восстановлений. Все это существен-но повышает общий ресурс лопаток компрессора при эксплуатации ГТД.

Таким образом, в данной работе выполнено следующее: 1. Рассмотрены вопросы повышения ресурса лопаток компрессора, при этом ус-

тановлено, что наиболее перспективным является метод с применением ФОП, свойства которого реализуются на базе принципа ЕПИП.

2. Разработаны методы повышения ресурса лопаток компрессора на основе при-менения функционально-ориентированных покрытий с использованием принципа ЕПИП.

3. Представлены структурные варианты технологических процессов изготовле-ния и восстановления лопаток компрессора с использованием ФОП.

Рис. 7. Основные этапы и операции отделочной обработки или восстановления лопатки компрессора


139

Список литературы: 1. Демин Ф.И., Проничев Н.Д., Шитарев И.Л. Технология изготовления основ-ных деталей газотурбинных двигателей. Учеб. пособие. – М.: Машиностроение, 2002. – 328 с. ISBN 5-217-03119-0.

2. Абраимов Н.В., Елисеев Ю.С. Химико-термическая обработка жаропрочных сталей и сплавов. – М.: Интермет Инжиниринг, 2001. – 622 с. ISBN 5-89594-066-8. 3. Богуслаев В.А., Яценко В.К., Жеманюк П.Д., Пухальская Г.В., Павленко Д.В., Бень В.П. Отделочно-упрочняющая обработка деталей ГТД. - Запорожье: ОАО «Мотор Сич», 2005. – 559 с. ISBN 966-7108-91-0.

4. Михайлов А.Н. Основы синтеза функционально-ориентированных техноло-гий. – Донецк: ДонНТУ, 2009. – 346 с. ISBN 966-7907-24-4.

5. Михайлов А.Н., Михайлов Д.А., Недашковский А.П. Особенности полировки лопаток ГТД с эрозионно-коррозионными разрушениями вакуумных ионно-плазменных покрытий под напыление нового покрытия / Прогресивні технології і сис-теми машинобудування: Міжнародний зб. наукових праць. – Донецьк: ДонНТУ, 2014. Вип. 1 (47). С. 207 - 212. ISSN 2073-3216.


D.A. Mikhaylov, A.V. Handozhko E.A., Sheiko, A.N. Mikhaylov COMMON APPROACH TO PROVIDE FUNCTIONAL-ORIENTED FEATURES OF COMPRESSOR BLADES GTD BASED ON THE PRINCIPLE ONE-TIME FULL WEAR COATING

This article is designed to provide common approach functionally-oriented features of compressor blades of GTE. Recommend functionality-oriented features blades perform on the basis of special coatings, the properties of which are implemented based on the principle of one-time full of wear in a given period of opera-tion of the blade. In this paper we developed a model of the relationships between the elements of "exploitation-of technological impact-properties" in the implementation of the principle of one-time full wear. And given structural variants manufacturing processes and recovery compressor blades. To implement the function-oriented covers the main stages and operations finishing treatment or recovery compressor blades. Key words: compressor blades, process, structural variants, the principle of one-time full wear

Д.О. Михайлов, О.В. Хандожко, О.О. Шейко, О.М. Михайлов ЗАГАЛЬНИЙ ПІДХІД У ЗАБЕЗПЕЧЕННІ ФУНКЦІОНАЛЬНО-ОРІЄНТОВАНИХ ВЛАСТИВОСТЕЙ ЛОПАТОК КОМПРЕСОРА ГТД НА БАЗІ ПРИНЦИПА ОДНОРАЗОВОГО ПОВНОГО ЗНОСУ ПОКРИТТЯ

У даній статті розроблено загальний підхід у забезпеченні функціонально-орієнтованих власти-востей лопаток компресора ГТД. Запропоновано функціонально-орієнтовані властивості лопаток вико-нувати на базі спеціальних покриттів, властивості яких реалізуються на базі принципу одноразової пов-ного їх зносу в заданий період експлуатації лопатки. У роботі розроблена модель взаємозв'язків між елементами системи «експлуатація-технологічній вплив-властивості» при реалізації принципу однора-зової повного зносу покриття. А також наведені структурні варіанти технологічних процесів виготов-лення та відновлення лопаток компресора. Для реалізації функціонально-орієнтованих покриттів пред-ставлені основні етапи та операції оздоблювальної обробки або відновлення лопатки компресора. Ключеві слова: лопатки компресора, технологічний процес, структурні варіанти, принцип одноразового повного зносу покриття.


© Овчинников Е.В.; 2014 140

УДК 621.793.1:546.17 Е.В. Овчинников канд. техн. наук, доц. ,

Гродненский государственный университет им. Янки Купалы, Беларусь Тел./факс. +375(152) 484421, E-mail:[email protected]

АНТИФРИКЦИОННЫЕ КОМПОЗИЦИОННЫЕ

ПЛАЗМОХИМИЧЕСКИЕ ПОКРЫТИЯ В статье проведены исследования, которые показали высокую эффективность

композиционных покрытий при обработке труднообрабатываемых материалов на высоких скоростях резания. Разработанные составы композиционных покрытий в ре-зультате испытаний на сверлах показали высокую эффективность при обработке уг-леродистых, а также коррозионностойких сталей. Данный эффект достигается в результате использования в качестве функционального модификатора углеродосо-держащего компонента, включающего алмазоподобную и графитоподобную фракцию, а также дополнительной обработке фторсодержащими соединениями. Ключевые слова: фторсодержащие соединения, алмазоподобные покрытия, свойст-ва, инструмент.

1.Введение Современное машиностроение широко применяет инструмент, на рабочую по-

верхность которого нанесены композиционные покрытия [1-4]. К числу наиболее рас-пространенных покрытий для металлообрабатывающего инструмента относят нитрид титана TiN, который наносят с помощью плазмохимических технологий. Покрытия из нитрида титана обеспечивают высокую износостойкость инструмента для холодного деформирования металлических заготовок благодаря предотвращению явлений схва-тывания и задира [1-4]. При нанесении покрытий из нитрида титана на металлорежу-щий инструмент (сверла, фрезы, метчики, зенкеры и т.п.) эффект резко снижается. Это обусловлено использованием повышенных температур для формирования покрытия из TiN (300-500 ?С), которые вызывают снижение твердости инструмента из-за явления отпуска. Кроме того, несепарированная капельная фаза TiN повреждает режущую кромку, вызывая её затупление и снижение режущей способности [1-4].

В связи с этим для обработки различного рода инструмента и деталей трения применяют композиционные многослойные покрытия, слои которых выполняют раз-личные функции – формирующую, противоизносную, антикоррозионную.

Интерес к тонкослойным покрытиям, получаемым по растворным, плазмохи-мическим методам и позволяющим существенно снизить износ пар трения обусловлен тем, что затраты для приобретения металлообрабатывающего инструмента для про-мышленных предприятий специализирующихся на обработке черных металлов состав-ляет до 20-25 % всех текущих затрат. Проведен анализ по затратам по приобретению металлообрабатывающего инструмента предприятием, занимающегося производством за три года (рис. 1). Данное предприятие является крупным производителем карданных передач и комплектующих для универсальных шарниров на территории Союзного го-сударства и Таможенного союза. Продукция предприятия при производстве автотрак-торной техники такими крупными производителями автомобильной и тракторной тех-ники как: КамАЗ, ГАЗ, УралАЗ, МАЗ, МТЗ, БелАЗ и т.д. При производстве уни-версальных шарниров применяется широкая номенклатура металлообрабатывающего инструмента: шлицевые и круглые протяжки, дисковые и червячные фрезы, резцы из

mailto:E-mail:[email protected]


141

быстрорежущей стали и с напайными пластинками твердых сплавов, сверла, зенкеры, зенковки, развертки диаметром до 60 мм; метчики и гребенки; протяжки плоские; ре-жущие части, ножи, оправки, раскатки и прошивки (рис. 2).

Применяемый инструмент является дорогостоящим, так как изготавливается из легированных инструментальных сталей и имеет большие геометрические размеры. Для снижения текущих затрат по закупке металлообрабатывающего инструмента на предприятии существует собственное инструментально-механическое производство (ИМП), которое обеспечивает потребности производства инструментом собственного изготовления до 60 %.

Рис. 1. Текущие затраты предприятия на приобретение металлообрабатывающе-

го инструмента в течение трех лет; 1-затраты на закупку инструмента, 2- объем исполь-зованного инструмента в течение года выраженного в денежном эквиваленте

Рис. 2. Номенклатура и объемы закупаемого металлообрабатывающего инстру-

мента выраженного в денежном эквиваленте закупаемого предприятием в течение года Применение традиционных методов упрочнения (термическая, термомеханиче-

ская, химико-термическая обработка) в условиях производства не всегда дает желае-мый результат по увеличению стойкости инструмента при эксплуатации. В связи с этим разработка новых антифрикционных покрытий для металлообрабатывающего ин-струмента является актуальными для промышленных предприятий.

Целью данной работы является исследование эксплуатационных характеристик антифрикционных композиционных покрытий для металлообрабатывающего инстру-мента.


142

2. Методика эксперимента При формировании композиционного материала применяли слои из нитрида ти-

тана (TiN), полученные при магнитной сепарации плазменного потока, углеродосодер-жащие слои с различным содержанием алмазоподобной и графитоподобной фракции, т.н. «алмазоподобные покрытия» (АПП), углеродосодержащие слои, легированные ти-таном (Ti+C). Слои наносили на режущие кромки сверл из стали Р6М5 с диаметром ра-бочей части 0,3, 0,5, 0,8, 1,0. 2,0 мм. Для нанесения композиционного материала ис-пользовали серийную установку вакуумного напыления УВ НИПА-1-001. Установка содержит газовый ионный источник, с помощью которого осуществляли очистку и на-грев изделий, источник плазмы стационарного катодно-дугового разряда с металличе-ским (титановым) катодом, источник плазмы импульсного катодно-дугового разряда с катодом из графита. Слой композиционного материала формировали за один цикл на-несения.

Эксплуатационные испытания металлообрабатывающего инструмента с много-функциональным покрытием на базе алмазоподобных и фторсодержащих соединений проводили на стандартном оборудовании, предназначенном для обработки черных и цветных металлов и их сплавов. В данном случае применялся специальный агрегатно-сверлильный станок СТ 2291. Для изготовления отверстий в сплошном материале в ка-честве объекта обработки применяли деталь карданного вала - фланец-вилку (рис. 3). Данная деталь изготавливалась из стали 40 (ГОСТ 1050-88), твердость по Бринеллю после соответствующих технологических операций составляла от 209-269 HB. Экс-плуатационные режимы обработки изделия задавались следующие: скорость подачи сверла - 0,1 мм/об.; глубина сверления – 4,5 мм; частота вращения шпинделя - 671 об./мин.; скорость резания - 19 м/мин. Для исследований применялись три партии сверл: 1 – инструмент в стадии поставки от производителя (сверла O 9 мм, изготовлен-ные из быстрорежущей стали HSS (табл. 1), производитель ЕС (Европейский Союз), 2 – инструмент с композиционным покрытием на базе алмазоподобных соединений, 3 – инструмент с алмазоподобным композиционным покрытием, модифицированным фторсодержащими соединениями по растворной технологии.

Рис. 3. Фланец-вилка карданной передачи Таблица 1. Химический состав стали HSS,применяемой для изготовления сверл

O 9,O6,8 мм С Si Mn Cr Mo V W P S

0,89 0,44 0,41 4,1 4,85 1,79 6,32 0,028 0,03 3. Основное содержание и результаты работы Новым направлением в инженерии поверхности является применение много-

слойных покрытий на основе титансодержащих соединений. Исходя из проведенных исследований, наиболее оптимальна следующая многослойная структура композици-


143

онных покрытий: внутренний слой выполнен из нитрида титана или титана, а наруж-ный из алмазоподобного продукта, содержащего не более 20 % графитовой фазы, при соотношении титана и углерода в этих слоях, равном стехиометрическому в соедине-нии TiC.

Сопоставительный анализ разработанных составов и аналогов, показывает, что разработанный композиционный материал отличается тем, что он дополнительно включает углеродосодержащий слой с различными модификациями углерода (алмазо-подобной и графитоподобной), который в процессе эксплуатации (обработки металли-ческой детали) обеспечивает высокую износостойкость инструмента и качество обра-батываемой поверхности. Дополнительный эффект обеспечивается применением мно-гослойного композиционного материала, в котором сочетание «углеродсодержащий слой-титан» или «углеродсодержащий слой-нитрид титана» повторяется от 1 до 8 раз.

Эффект действия композиционного материала усиливается при соотношении элементов титана и углерода в слоях, равном их стехиометрическому соотношению в соединении карбид титана с формулой TiC (табл. 2).

Таблица 2. Сравнительные триботехнические свойства материалов для покрытий

металлобрабатывающего инструмента Характеристики

Состав покрытия Толщина слоя, мкм Коэффициент

трения Интенсивность

изнашивания 10-11 м3/м Без покрытия - 0,52 1,40 Нитрид титана TiN (аналог) 1,1 0,59 0,75 Титан + углеродсодержащий ал-мазоподобный слой (содержание графитовой фазы 20 %) (АПП) (разработанный состав)

0,1+0,2 0,22 0,18

Нитрид титана (подслой АПП+TiN)х4 (разработанный со-став)

0,8+(0,05+0,05)х4 0.18 0,2

Нитрид титана (подслой) + (Ti +АПП)х7 (разработанный состав)

0,8+(0,01+0,05)х7 0,36 0,005

Оптимальными характеристиками обладают составы в предложенном соотно-шении компонентов, которое определяется толщиной слоя, количеством слоев, введе-нием углеродосодержащего слоя с алмазоподобной фракцией при их определенном со-отношении Ti/C в материале в целом. Уменьшение содержания графитоподобной фракции в АПП менее заявляемого.

Таким образом, только разработанный состав в данном соотношении компонен-тов обладает более высокими эксплуатационными характеристиками по сравнению с прототипом.

Отличительными особенностями разработанного состава от существующих ана-логов является:

- использование в качестве функционального модификатора углеродосодержа-щего компонента, включающего алмазоподобную и графитоподобную фракцию при содержании графитоподобной фракции 10-20 %.


144

- наличие в материале сочетания титансодержащих и углеродсодержащих ком-понентов в виде функциональных слоев определенной толщины, при числе сочетаний от 1 до 8.

- стехиометрическое соотношение элементов Ti и С, равное их соотношению в соединении TiC (карбид титана).

Для придания повышенных антифрикционных характеристик инструмент с ком-позиционным алмазоподобным покрытием обрабатывали в 1-3 % растворе фторсодер-жащего олигомера Ф1 в хладоне-113, с последующей термообработкой при T=373 К в течение 60 минут.

Проведенные испытания показали существенное увеличение ресурса металлооб-рабатывающего инструмента в 2-3 раза при формировании на его поверхности защит-ных композиционных покрытий на базе алмазоподобных и фторсодержащих соедине-ний (рис. 4).

Рис. 4. Зависимость количества сформированных отверстий в фланец- вилках

карданного вала от вида покрытия: 1 – инструмент в стадии поставки от производителя (O 9 мм), 2 – инструмент с композиционным покрытием на базе алмазоподобных со-единений, 3 – инструмент с алмазоподобным композиционным покрытием, модифици-рованным фторсодержащими соединениями по растворной технологии. а – стойкость инструмента до первой заточки, б - стойкость инструмента после первой перезаточки.

Возрастание эксплуатационных характеристик обусловлено тем, что на контакт-

ной поверхности инструмента сформирован высокопрочный слой с высокой износо-стойкостью. Обработка фторсодержащими соединениями способствует дальнейшему увеличению количества обработанных деталей. Это обусловлено, скорее всего, форми-рованием устойчивого разделительного антиадгезионного слоя, как на главных рабочих лезвиях, так и на винтовой канавке, предназначенной для отвода стружки из зоны реза-ния. Одним из механизмов увеличения эксплуатационных характеристик инструмента является «залечивание» микродефектов как в самом покрытии, так и граничных слоях субстрата (рис. 5), а также снижением значений поверхностной энергии режущей час-ти инструмента при обработке фторсодержащими олигомерами.


145

а) б) Рис. 5. Структура и морфология покрытий фторсодержащих олигомеров, сфор-

мированных на медной подложке (М0, 10-й класс чистоты поверхности. Скол получен в жидком азоте). а) область I - структура медной подложки; область II – проникновения фторсодержащего олигомера в граничный слой медного субстрата, область III – покры-тие фторсодержащего олигомера Ф1 (светлая зона); б) распределение химических эле-ментов по толщине покрытия фторсодержащих олигомеров и в граничном слое суб-страта: 1-углерод, 2-фтор, 3-кислород. Увеличение х1500.

Анализ поверхности резания металлообрабатывающего инструмента после по-

тери способности обработки металла режущей кромкой показывает, что основными дефектами являются риски, выкрашивание материала из режущей кромки, питтинг, следы схватывания, микротрещины (рис. 6). Данные дефекты приводят к интенсивному износу инструмента, способствуют образованию макродефектов, существенно изменя-ют процессы теплопереноса в зоне трения.

Формирование защитных композиционных покрытий на поверхности металло-обрабатывающего инструмента приводит к изменению морфологии поверхностных слоев при металлообработке (рис. 6).

а) б)

в) г) Рис. 6. Основные типы дефектов, появляющихся в инструменте (сверла O 9 мм)

при металлообработке: а) риски, б) выкрашивание материала режущей кромки; в) пит-тинг; г) следы схватывания и образование окалины (нарушение режимов теплоперено-са)


146

После формирования защитных композиционных покрытий на поверхности ме-

таллообрабатывающего инструмента отсутствуют дефекты резания, характерные для стандартного инструмента, поверхность режущей кромки сверла сохраняет геометрию, что благоприятно сказывается на эксплуатационных характеристиках (рис. 7).

а) б) Рис. 7. Внешний вид сверл O 9мм, модифицированных композиционным алма-

зоподобным покрытием после изготовления 110 отверстий. а) общий вид инструмен-та, б) вид режуще кромки

Проведение 110 сверлений детали 62221-22050-22 сверлом O 9мм, модифици-

рованным алмазоподобным покрытием приводит к частичному истиранию защитного слоя с режущего лезвия (рис. 7). Данного явления не наблюдается для сверл, модифи-цированных композиционным покрытием на базе алмазоподобных и фторсодержащих соединений (рис. 8).

а) б) Рис. 8. Внешний вид сверл O 9мм, модифицированных композиционным алма-

зоподобным покрытием и фторсодержащими соединениями (Ф1) после изготовления 110 отверстий. а) общий вид инструмента, б) вид режущей кромки

Заключение Таким образом, взаимодействие между обрабатываемой деталью и инструмен-

том локализовано главным образом в граничном слое покрытия. Покрытие в данном случае играет роль твердосмазочного соединения, позволяющего эффективно снижать


147

пластическую деформацию в зоне трения, обеспечивать низкое адгезионное взаимо-действие, уменьшать количество «мостиков сварки» и, как следствие, обеспечивать уменьшение схватывания инструмента с металлической заготовкой. Формирование на поверхности режущего инструмента композиционного покрытия на базе алмазоподоб-ных и фторсодержащих соединений способствуют предотвращению вырывания при-поверхностных объемов материала и, как следствие, снижению интенсивности изнаши-вания.

Список литературы: 1. Комплексный анализ триботехнических свойств многослойных сверхтвер-

дых покрытий / Янь Цуань // О природе трения твердых тел: тезисы докладов междуна-родного симпозиума, Гомель, 28-30 августа 2002. / ИММС НАНБ. Гомель, 2002. – С. 94 –95.

2. Способ нанесения антифрикционного и противоизносного фторсодержащего полимерного покрытия: пат. 6350 Респ. Беларусь, МПК7 В05D 5/08, 1/18 / В.А. Струк [и др.]; заявитель УО ГрГУ им. Янки Купалы - № а 19980761, заявл. 12.08.1998; опубл. 30.09.2004. // «Изобретения. Полезные модели. Промышленные образцы»: Официаль-ный бюллетень национального центра интеллектуальной собственности. – 2004 - № 3 -С. 116-117.

3. Кравченко, В.И. Карданные передачи: конструкции, материалы, применение. / В.И. Кравченко, Г.А. Костюкович, В.А. Струк; под ред. В.А. Струка. – Минск: Тэхналогiя, 2006. – 523 с.

4. Мамончик, А.И. Гидравлические двухтрубные амортизаторы: разборные или закатные. / А.И. Мамончик // Автомобильная промышленность. – 1999. – № 9. – С. 16–17.


E.V. Ovchinnikov ANTIFRICTION COMPOSITE COATING The paper conducted a study that showed high efficiency composite coatings when processing difficult materials at high cutting speeds. The compositions of composite coatings as a result of test drills have shown high efficiency in the processing of carbon and stainless steels. This effect is achieved by the use of functional modifier as the carbonaceous component comprising a diamond and graphite-fraction, and further treated with fluorine-containing compounds. Keywords: fluorine-containing compounds, diamond-like coating properties tool.

Е. В. Овчинников АНТИФРИКЦІЙНІ КОМПОЗИЦІЙНІ ПЛАЗМОХІМІЧНИМ ПОКРИТТЯ У статті проведені дослідження, які показали високу ефективність композиційних покриттів при обробці важкооброблюваних матеріалів на високих швидкостях різання. Розроблені склади композиційних покриттів в результаті випробувань на свердлах показали високу ефективність при обробці вуглецевих, а також корозійностійких сталей. Даний ефект досягається в результаті викори-стання в якості функціонального модифікатора углеродосодержащего компонента, що включає алма-зоподобную і графітоподібний фракцію, а також додаткової обробки фторвмісними сполуками. Ключові слова: фторвмісні сполуки, алмазоподібні покриття, властивості, інструмент.


© Польченко. В.В., Богуславский В.А.; 2014 148

УДК 621.01 В.В. Польченко, доц., В.А. Богуславский, проф., канд. техн. наук

Донецкий национальный технический университет Тел.+38 062 301 08 05

ВЫБОР ТВЕРДОСТИ ЗУБЬЕВ ЗУБЧАТОЙ МУФТЫ

Долговечность зубчатых муфт, как правило, зависит от износостойкости

зубьев обоймы и втулки. Проведен анализ выбора прямой или обратной пары трения с целью снижения интенсивности разрушения поверхностей зубьев и повышения долго-вечности зубчатых муфт. Ключевые слова: муфта зубчатая, схватывание, твердость, долговечность.

1. Введение Неисправности агрегатов и машин зачастую связаны с нарушениями работоспо-

собности зубчатых муфт, соединяющих валы агрегатов и машин. При этом большинст-во отказов муфт связано с износом зубьев и, как следствие, поломки изношенных зубь-ев или увеличение выше допустимого предела вибраций машин, вызванных увеличен-ными зазорами в зубчатом зацеплении муфты 1, 2.

2. Основная часть В настоящее время у исследователей нет единого мнения о видах износа зубьев

зубчатых муфт, что является важнейшим в вопросе прогнозирования и повышения долговечности муфт. Для выявления видов изнашивания зубьев зубчатых муфт проведены исследования процессов разрушения зубьев на основе изучения состояния поверхностного слоя зубьев после изготовления и эксплуатации в производственных и лабораторных условиях. Качество поверхности зубьев до эксплуатации определяется технологическим процессом изготовления. В процессе передачи крутящего момента поверхностный слой зубьев претерпевает изменения. Изменяются характер и величина шероховатости, волнистость поверхности, механические и физические свойства трущихся поверхностей.

Шероховатость и волнистость поверхностей трения исследовались на профило-графе-профилометре «Калибр 252», структура и рельеф поверхностей изучалась на ме-таллографическом микроскопе МИМ-7. Процессы упрочнения и разупрочнения, возни-кающие в поверхностных слоях при трении, исследовались по изменениям микротвер-дости поверхностного слоя зубьев. Величина и геометрия износа зубьев измерялась на проекторной приставке большого инструментального микроскопа БМИ-1 при увеличе-нии 50х. Макрогеометрия изношенных зубьев исследовалась на приборе с дополни-тельной приставкой.

В результате исследований изменения качества поверхности зубьев в процессе работы муфты установлены почти все известные виды износа (по классификации Б. И. Костецкого): окислительный износ, схватывание первого рода, заедание, абразивный износ, фреттинг-коррозия, поломка зубьев. Многообразие видов разрушения поверхно-стных слоев зубьев обусловлено широким диапазоном углов перекоса соединяемых муфтой валов (от нуля до одного и более градусов), а также погрешностью изготовле-ния зубчатых обоймы и втулки и монтажа агрегатов. Исследованиями установлена прямая зависимость вида и величины износа от условий эксплуатации муфты. Наибо-


149

лее часто встречающиеся условия эксплуатации зубчатых муфт (величина возвратно-поступательного скольжения зубьев более 0,3 мм, давление в пределах 550…660 МПа для закаленных и 300…350 МПа для незакаленных зубьев) приводит к неблагоприят-ному виду разрушения зубьев – схватыванию первого рода и заеданию (Рис.1). Извест-но [3], что триботехнические характеристики узлов трения, наравне с конструкцией машин, качеством их изготовления, режимом эксплуатации оказывают существенное влияние на многие экономические показатели работы машин, механизмов и технологи-ческого оборудования.

Рис. 1. Микроструктура поверхностного слоя зубьев зубчатых муфт, ра-ботавших в режиме схватывания, 360Х Это обстоятельство ставит перед конструкторами и технологами задачу повы-

шения долговечности зубчатых муфт. Для снижения износа зубьев и повышения долго-вечности муфт применяют конструкторские (например, выбор материалов составляю-щих элементов муфты, расстояние между зубчатыми зацеплениями, конфигурация обода зубчатой втулки и.п.), технологические (например, отделочные методы обработ-ки рабочих поверхностей зубьев) и эксплуатационные методы (например, подбор сма-зок для определенных условий работы муфты, присадок к ним, условия подачи смазки). Одним из широко распространенных методов, повышающий долговечность, является термоупрочняющая обработка зубьев зубчатых муфт. Механические свойства, а, следо-вательно, и твердости материалов зубьев зубчатой втулки и зубчатой обоймы не могут быть назначены произвольно. А должны находиться в некотором соответствии. Это со-ответствие регламентируется понятиями прямой и обратной пары. В паре трения, обра-зованной скользящими поверхностями, имеющими разные твердости НВ и размеры площадей трения S, можно различать два условия, связанные с расстановкой материа-лов по твердости:

2121 ; SSHBHB , 2121 ; SSHBHB , где НВ1 и НВ2 - твердости одной и второй трущихся поверхностей, S1 и S2 – со-

ответствующие величины поверхностей трения. Пару с расположением материалов, удовлетворяющих первому условию, назы-

вают прямой парой трения, удовлетворяющим второму условию – обратной парой. В случае прямой пары трения по большей поверхности скользит более твердое тело, а в случае обратной пары трения – скользит более мягкое тело3.

Зубчатая муфта предназначена для соединения несоосных валов. Это положе-ние и погрешности изготовления зубчатого соединения приводят к перекосу осей втул-ки и обоймы и к кромочному контакту зубьев втулки и обоймы 4.

Выбор прямой и обратной пары – важная задача, которую приходится решать конструктору при определении конструктивных параметров зубчатых муфт и физико-механических свойств материалов зубчатых втулок и зубчатых обойм.


150

Техническими условиями многих изготовителей зубчатых муфт не предусмат-ривается химико-термическая упрочняющая обработка основных элементов конструк-ции зубчатых муфт – зубчатых обойм и втулок. Считается, что незакаленные обоймы и втулки быстрее притираются и при этом создается оптимальный контакт зубьев. Наши исследования показывают, что большинство зубчатых муфт работают в режиме схва-тывания. Это указывает на актуальность создания прямой или обратной пары трения в зубчатых муфтах.

Создавая химико-термической обработкой различные твердости зубьев обоймы и втулки, решается задача выбора прямой или обратной пары трения. При правильном выборе возникает возможность избежать таких отрицательных явлений при трении как схватывание, задиры, заедание и др.

В случае прямой пары трения по большей поверхности зуба обоймы скользит более твердый зуб втулки, имеющий кромочный контакт. А в случае обратной пары трения мягкий зуб втулки скользит по более твердому зубу обоймы (Рис. 2). Чтобы ре-шить, какая пара трения - прямая или обратная - предпочтительнее, следует устано-вить требования к паре в отношении надежности ее работы, износостойкости, эконо-мичности в условиях эксплуатации. Недостаточная надежность пары трения в связи с расположением материалов может выразиться в проявлении схватывания или заедания. Опыт эксплуатации машин, лабораторные испытания показывают, что обратные пары трения более стойки против заедания, а при возникновении заедания имеют меньшее повреждение поверхностей.

Для создания обратной пары трения зубьев обоймы втулки необходимо зубья обоймы подвергать термоупрочняющей обработке. Это приводит к следующим пре-имуществам: меньшая опасность повреждения зубьев обоймы схватыванием, более бы-страя приработка зуба втулки, имеющего меньшую поверхность и, как следствие, уст-ранение кромочного контакта, благодаря созданию оптимальной поверхности зуба. По-следнее обстоятельство может приводить к возникновению жидкостного трения.

Повышение твердости зубчатой втулки на 10-15% также достигается упроч-няющим поверхностным пластическим деформированием (ППД) при окончательной обработке элементов зубчатых муфт.

Опыт использования ППД для упрочнения зубчатых втулок показывает, что ка-чество боковых и переходных поверхностей имеют различные физико-механические характеристики упрочненного поверхностного слоя (толщина и степень упроченного слоя, шероховатости поверхности, текстура т.п.). Данное явление обусловлено тем, что вследствие различия кинематики процессов предварительного изготовления зубчатого венца червячными фрезами, долбяками и т.п. инструментами образуются в результате огибания переходные поверхности по кривым различного очертания (удлиненная эвольвента, эпициклоида т.п.). Поэтому упрочняющий инструмент не всегда произво-

дит деформирование переходных поверхностей. В связи с этим предлагается разделить процесс упрочнения боковых и переходных поверхностей обрабатываемых зубьев между различными уп-рочняющими инструментами так, чтобы обра-ботка переходных поверхностей осуществлялась инструментом, не контактирующим с боковыми поверхностями, а обработка боковых поверхно-стей – инструментом, не контактирующим с пе-реходными поверхностями. Такая схема упроч-

Рис. 2. Прямая (а) и обратная (б) пара трения в зубчатой муфте: 1 – зуб обоймы; 2 – зуб втулки


151

нения зубчатых втулок позволяет приблизить условия осуществления этого способа окончательной обработки к условиям эксплуатации зубчатых муфт.

Одно из преимуществ данного способа упрочнения зубьев с применением ППД является высокая точность обработки благодаря отсутствию жесткой кинематической связи между инструментом и обрабатываемой зубчатой втулкой, в силу чего перенос погрешности кинематической цепи установки для ППД на изделие исключен.

3. Заключение 1. Преимущества обратной пары трения зубьев в зубчатой муфте очевидны. Особенно эти преимущества проявляются в муфтах, работающих со значительными перегрузка-ми. В условиях таких перегрузок работают прокатные станы, мостовые подъемные краны, угледобывающие комбайны и другие машины. 2. При значительной перегрузке зубьев муфты пластическая деформация в обратной паре не препятствует выполнению парой своих функций (не возникает схватывание, заедание), а в прямой паре работа муфты становится практически невозможной. Заеда-ние и схватывание резко увеличивает коэффициент трения. Это приводит к увеличению усилий в валах соединяемых муфтой агрегатов, к дополнительной деформации валов, к увеличению смещения осей валов и, в итоге, к аварии машины. 3. Дополнительные затраты на термообработку элементов муфты или применением ППД могут быть компенсированы повышением надежности и долговечности муфт.

Список литературы: 1. Польченко В.В., Сурело М.А. Определение долговечности зубчатых муфт с

учетом износа и распределения нагрузки между зубьями. Прогрессивные технологии и системы машиностроения: Сб. научных трудов. - ДонГТУ,2000. Выпуск 10.- с.210-213.

2. Польченко В.В. К расчету зубчатых муфт на долговечность// Теория и прак-тика расчетов деталей машин на износ. - М.: Наука, 1983.

3. Основы трибологии (трение, износ, смазка): Учебник для технических вузов. 2-е изд. переработ. и доп./ А.В. Чичинадзе, Э.Д. Браун, Н.А. Буше и др.; Под общ. ред. А.В. Чичинадзе. - М.: Машиностроение, 2001.- 664 с., ил.

4. Польченко В.В., Москин С.С. Влияние эксплуатационных параметров на из-нос зубчатых муфт. Прогрессивные технологии и системы машиностроения: Сб. науч-ных трудов. - ДонГТУ, 1999. Выпуск 7.- с. 155-165. Надійшла до редакції 23.12.2014. V.V. Poltshenko, V.A. Boguslavskiy CHOICE OF HARDNESS OF TOOTHS OF GEAR COUPLING The durability of gear coupling, as a rule, depends on wear resistance of tooths of roll cage and bush-ing. The analysis of a choice of direct or return pair a friction for the purpose of decrease in intensity of destruc-tion of surfaces of tooths and increase of durability gear coupling is made. Keywords: gear coupling, wear resistance, hardness, durability В.В. Польченко, В.О. Богуславський ВИБІР ТВЕРДІСТІ ЗУБІВ ЗУБЧАТИХ МУФТ Довговічність зубчатих муфт, як правило, залежить від зносостійкості зубів обойми та втулки. Виконано аналіз вибору прямої чи обратної пари третя з метою зниження руйнування поверхонь зубів та підвищення довговічності зубчатих муфт. Ключові слова: муфта зубчата, схоплювання, твердість, довговічність.


Парикян Ф.А., Бабаян А.С.; 2014 152

УДК 621.9(07) Ф.А. Парикян, канд. техн. наук, доц., А.С. Бабаян канд. техн. наук, доц.

Армянский Национальный политехнический университет,фонд Тел./факс:01052-46-29:Е-mail: [email protected]

ЭФФЕКТИВНОСТЬ ВЛИЯНИЯ ГАЗОВЫХ СРЕД

НА ПРОЦЕСС РЕЗАНИЯ МЕТАЛЛОВ

В статье приведены данные эффективности влияния газовых сред на характеристики качества обработанной поверхности. Показана возможность реального и целенаправленного воздействия газовых сред на процесс резания, путем подачи в зону обработки кислорода, являющегося наиболее эффективной средой, улучшающей все показатели качества поверхности. Ключевые слова: качество поверхности, газовая среда, кислород.

1. Введение Изучение закономерностей влияния среды на механические характеристики

различных материалов и природы физико-химических явлений на межфазных границах позволяет отыскать эффективные методы управления процессами деформирования твёрдых тел при обработке резанием, а также для формирования обработанных поверхностей с заранее заданными механическими свойствами.

В процессе резания в результате физико-химического взаимодействия тонких поверхностных слоёв обрабатываемого и инструментального материалов c технологи- ческой средой, в частности газовой, происходят значительные изменения в контактных процессах, существенно влияющих на выходные показатели процесса резания [1].

Влияние среды на контактные процессы исследованы подробно и фундаментально в теории и практике трения и износа, но отождествлять влияние газовых сред на трение при резании металлов не совсем корректно, особенно если учесть, что при резании на контактных поверхностях развиваются иные физико-механические явления.

Известно, что при резания металлов образуются чрезвычайно активные, напряженно-деформированные ювенильные поверхности с высокой свободной поверхностной энергией, способствующие протеканию термодинамически маловероятных химических реакций с компонентами среды в обычных условиях.

Это особенно важно при эксплуатации деталей когда на первый план выдвигаются физико-механические характеристики поверхностного слоя, ввиду того, что хорошо известное явление наследственности после финишных операций, может стать определяющим и в процессах трения и износа этих поверхностей. Естественно, что формирование составляющих наследственных характеристик можно обеспечить уже в процессе резания, путем целенаправленного выбора параметров резания, и, не в последнюю очередь, рабочая среда.

Многочисленные исследования подтверждают эффективность влияния газовых сред, особенно кислорода, на процесс формирования физических свойств поверхностей обработанных резанием [2,4,5]. При этом установлено, что кислород окружающего воздуха играет очень важную роль в процессе обработки металлов, а эффективность



153

смазочных и охлаждающих жидкостей (СОЖ) зависит от количества растворённого в ней кислорода.

В практике металлообработки успешно применяются методы обработки

металлов резанием с использованием различных смазочно-охлаждающих технологических сред или их комбинаций с газами. В последнее время все большее внимание уделяется экологическому аспекту достижения качества поверхности [1,2] с применением различных СОЖ и масел, которые, однако, опасны при высоких давлениях и температурах, сопутствующих процессу резания и, зачастую, становятся определяющим фактором при выборе того или иного метода обработки.

2. Методика исследования Исследования проведены на кафедре АиКММ АНИУ на токарно-винторезном

станке фирмы “TOS”. В качестве среды использовались воздух, кислород, азот, аргон и эмульсия с кислородом. Обработки проводились в вакуумной камере, позволяющей исследовать влияние чистых газовых сред на процесс резания и использованием метода принудительной подачи газа в зону резания, под избыточным давлением 0,015МПа, что с достаточной точностью позволило обнаружить влияние среды на исследуемые параметры процесса. Подача СОЖ в распыленном состоянии осуществлялся путем смешивания СОЖ и кислорода в виде аэрозоли направляемой в зону резания. Влияние рабочих сред на параметры качества обработанных инструментом из T5K10 и T15K6 =00,=900 поверхностей исследовалось при условиях обработки - t=1мм, S=0,1мм/об, γ=60, φ=750, r=0,8мм в диапазоне скоростей резания 10-100м/мин. Профилографом типа АБРИС-ПМ7 измерялись шероховатость обработанных поверхностей, а их микродвёрдость и глубина наклёпа микротвёрдомером ПМТ-3.

3. Результаты исследования Комплексные исследования процесса резания, полученные результаты

позволяют однозначно утверждать значимость влияния окислительных и нейтральных сред на изменение практически всех показателей процесса в сторону увеличения в следующей последовательности: кислород, воздух, азот и аргон. Физико-химическое воздействие газовых сред оказывает значительное влияние и на показатели качества обработанной поверхности, такие как: шероховатость и микротвердость, глубина и степень наклёпа, а также плотность дислокаций обработанной поверхности.

При этом наиболее эффективной является кислород, в среде которого устраняется значительная часть дискретного металлического контакта между трущимися поверхностями, за счёт мгновенного возникновения на ювенильных, сильно деформированных поверхностях окисных плёнок, снижающих адгезионную составляющую силы трения, в результате чего устанавливается несколько “мягкая” схема деформирования. Сказанное подтверждается микрофотографиями корней стружек (рис.1), где весьма чётко видны периодически возникшие вакуумные полости между передней поверхностью нароста и контактной поверхностью стружки с одной стороны, и наростом и формируемой поверхностью с другой, которые мгновенно заполняются окружающей средой, тем самым способствуя образованию на поверхностях физико-химических пленок с вытекающими отсюда положительными последствиями.


154

Воздействие нароста на стружкообразование проявляется в повороте по часовой стрелке зоны текстурирования и её сужении, с другой стороны, с увеличением радиуса при вершине нароста, растет длина криволинейной части “режущей кромки“, что приводит к ухудшению условий трения, что приводит к возрастанию степени и глубины распространения в поверхностных слоях пластической деформации. В среде нейтрального аргона, адсорбцией которого ввиду её незначительности можно пренебречь, диффузионные процессы реализуются за счет взаимной диффузии между активизированными контактными поверхностями, приводящей к развитию процесса схватывания. Экспериментами также установлено, что интенсивность влияния газовых сред на показатели качества поверхности в большей степени проявляется при обработке пластичных металлов, имеющих большее сродство к кислороду, что в равной степени относится и к инструментальному материалу. При этом, исходя из зависимостей Ra, H100; h = f (V) можно установить интенсивность изменения ( i ) каждого параметра качества ( X ) в любой точке для всех сред: i=dX/dV.

Кислород Аргон

V=5

0 м/

мин

Рис.1. Микрофотографии корней стружек, полученных при резании стали 45

инструментом из Т5К10 в различных газовых средах. х 83

Шероховатость поверхности является одним из основных её геометрических параметров, характеризующая качество обработанной поверхности, более того, этот параметр приобретает совершенно новую интерпретацию при создании современных нетрадиционных технологий обработки, особенно в связи с развитием нанотехнологий, когда шероховатость поверхности становится свойством структуры самой поверхности.

Если микротвердости обработанных в различных газовых средах поверхности сохраняют закономерности влияния окислительных и нейтральных сред во всем исследованном диапазоне скоростей резания, то величина шероховатости и глубина упрочнения резко снижаются с увеличением скорости резания. Так например: величина Ra в аргоне при малых скоростях резания до 6 раз больше чем в кислороде, а с увеличением скорости резания до 90 м/мин, этот показатель снижается до 1,7 раза. В


155

то же время, глубина упрочненного слоя при тех же условиях меняется от 1,3 до 1,1 раза.

Согласно современным представлениям, пластическая деформация и разрушение твердых тел в обычных условиях, в том числе и в газовых средах, связаны с процессом зарождения и развития различных дефектов структуры и характерных дислокационных конфигураций. В этом контексте наклёп приводит к образованию и накоплению большого количества новых дислокаций, сложных дисокационных сеток, препятствующих их взаимному перемещению. С ростом степени деформации непрерывно генерируются новые дислокации и в локальных объёмах их плотность достигает своего критического значения порядка 1012 –1014 см-2 [3]. Нами установлена непосредственная связь между микротвердостью и плотностью дислокаций поверхности (рис.2): увеличение микротвердости поверхности 1,25 раза (от 3100 до 3850 МПа) при обработке стали 45 приводит к возрастанию плотности дислокаций (таблица1) от 1,46.1011 до 1,82.1011см-2 (т.е. в 1,25 раза).

Рис.2. Зависимость плотности дислокаций от микротвердости поверхности. Интересные результаты получены в среде кислорода, где плотность дислокаций

выше в сравнении с резанием в воздухе и аргоне, несмотря на значительно меньшую микротвердость поверхности (таблица 1).

Таблица1. Плотность дислокаций обработанной поверхности.

Плотность дислокаций 1011 см-2

мате

р.

ин

стр.

t, мм

V, м

/мин

кислород азот аргон

50

2,47

1,9

1,82

стал

ь 45

Т5К

10

0,8

100

1,82

1,75

–


156

При резании в среде кислорода в результате физической адсорбции, резко

снижается свободная поверхностная энергия, что облегчает процесс выхода дислокаций на поверхность раздела металл-среда. Одновременно под действием химической адсорбции кислорода на обработанной поверхности образуется тонкая плёнка окисла, которая оказывает экранирующее действие, препятствует выходу дислокаций и согласно [3] способствует их скоплению непосредственно под окисной плёнкой.

По-видимому, указанными явлениями можно объяснить наблюдаемые в наших экспериментах повышение плотности дислокаций обработанной поверхности в среде кислорода по сравнению с воздухом и аргоном.

Приведённые на (рис.3) данные показывают, что при малых скоростях резания воздействие эмульсий распыленной кислородом несколько меньше по сравнению с кислородом вследствие вытеснения кислорода эмульсионным слоем с зоны раздела инструмент- стружка. Однако, такая среда легко вступает в физическое, химическое и физико-химическое взаимодействие с активированными поверхностями контактной зоны и образовывает на них физические и химические смазочные пленки, а присутствие влаги и кислорода ускоряет процессы хемосорбции и образования хемосорбированной оксидной плёнки, для чего требуется кислорода-0,144*1024 мол/сек.см2, что легко обеспечивается при применении эмульсий распыленной кислородом и тем более при чистом кислороде.

Ra = F(V)

1

2

3

4

5

6

10 30 50 70 90 110V м/мин

Ra мкм

Эмульсия + кислородКислородВоздухЭмульсия

Рис.3. Зависимость шероховатости обработанной поверхности от скорости резания в различных СОТС. Сталь 40Х, инструмент T15K6

4. Выводы Таким образом результаты исследований влияния газовых сред на

характеристики качества обработанной поверхности, позволяют утверждать, что


157

применение газовых сред допускает возможность реально и целенаправленно воздействовать на процесс резания, путем подачи в зону обработки кислорода, являющегося наиболее эффективной средой, улучшающей все показатели качества поверхности.

Полученные результаты в среде эмульсии, эмульсии распыленной кислородом,

показывают идентичность полученных результатов в указанных средах в сравнении с данными, полученными в среде кислорода. Иными словами, если эти данные практически не отличаются, то появляется возможность в некоторых случаях заменить жидкую окружающую среду на кислород, тем самым решая очень важный вопрос экологической безопасности обработки.

Список литературы: 1. Латышев В.Н., Наумов А.Г. Об эффективности использования кислорода в

процессе резания. Высокие технологии в машиностроении. – Харьков: Сб.науч.трудов НТУ ,,ХПИ”, вып.1(4).- 2001. Электронная версия.

2. Парикян Ф.А., Бабаян А.С. Влияние газовых сред на процесс изнашивания режущего инструмента. Вестник ГИУА, серия Механика, машиноведение, машиностроение. Вып 17, №1, 2014. С 86-93. ISBN 978-9939-55-777-9

3. Хоникомб Р. Пластическая деформация металлов. М.: Мир, 1972.-408с. 4. Парикян Ф.А., Бабаян А.С. Износостойкость режущего инструмента при

резании в среде кислорода.Вестник ГИУА,Сб. научных статей. ЧастьII,-Ереван:2014.С 340-343. ISBN 978-9939-72-086-9

5. Стакян М.Г., Парикян Ф.А., Систани Ш.Т.,Бабаян А.С. Повышение качества рабочих поверхностей деталей машин применением упрочняющих технологий. Вестник Инженерной Академии Армении (на арм.).Том10, №1-Ереван:2013. С 94-99. ISSN 1829-0043 Надійшла до редколегії 24.12.2014.

F.A. PARIKYAN, A.S. BABAYAN EFFECTIVE INFLUENCE OF THE GASEOUS MEDIUM ON THE PROCESS OF CUTTING METAL The paper presents the performance data of gaseous media influence on the characteristics of surface quality. The possibility of realistic and purposeful influence of the gaseous media on the catting, by submitting to the treatment zone of oxygen, is the most effective medium, which improves the surface quality of all indicators. Key words: quality of a surface, gas environment, oxygen. Ф.А. ПАРИКЯН, А.С. БАБАЯН ЭФФЕКТИВНОСТЬ ВЛИЯНИЯ ГАЗОВЫХ СРЕД НА ПРОЦЕСС РЕЗАНИЯ МЕТАЛЛОВ В статье приведены данные эффективности влияния газовых сред на характеристики качества обработанной поверхности. Показана возможность реального и целенаправленного воздействия газовых сред на процесс резания, путем подачи в зону обработки кислорода, являющегося наиболее эффективной средой, улучшающей все показатели качества поверхности. Ключевые слова: качество поверхности, газовая среда, кислород.


© Ракунов Ю.П., Абрамов В.В., Ракунов А.Ю.; 2014 158

УДК 621. 922:621.21; 658.512.624:621 Ю.П. Ракунов, канд. техн. наук, В.В. Абрамов, д-р техн. наук

А.Ю. Ракунов, инженер Московский государственный строительный университет, Россия

Тел/Факс: +7 (499) 1834683; Е-mail: [email protected]) САПР ГРУППОВЫХ ТЕХНОЛОГИЧЕСКИХ ПРОЦЕССОВ

НА ОСНОВЕ МЕТОДИКИ ПРОЕКТИРОВАНИЯ ГРУППОВЫХ ИНСТРУМЕНТАЛЬНЫХ НАЛАДОК

В статье рассматриваются научно-методические основы разработки системы

автоматизированного проектирования (САПР) групповых технологических процессов, использующей подсистему «анализа-синтеза» многоуровневой базовой технологии в групповом производстве на основе комплексного подхода к решению задач интегриро-вания (синтезирования) переходов, деталеопераций и установов технологического процесса. Приведена методика формализации и синтеза процесса проектирования групповых инструментальных наладок, использующая типаж унифицированных рез-цов, созданный специально для групповой обработки деталей на токарных станках с ЧПУ. Ключевые слова: групповые технологические процессы, многоуровневая базовая тех-нология, автоматизация проектирования, метод «анализа-синтеза», групповая инст-рументальная наладка. типаж резцов унифицированных конструкций, правый контур обработки, деталеоперация, инструментальная позиционная контурная наладка.

1. Введение Применение группового метода должно быть принято как одно из многих на-

правлений технического прогресса, в качестве основной доминирующей концепции осуществления технологической подготовки и организации серийного производства. Правомерность такого подхода подтверждается, как в научном плане, так и многолет-ним практическим опытом отечественной и зарубежной промышленности [1].

Унификация технологических проектных решений – это один из важнейших ре-зультатов группирования, т.к. позволяет сократить разнообразие оснастки, инструмента, осуществить специализацию рабочих мест и снизить издержки проектирования и произ-водства [2]..

2. Постановка задачи Решение задачи унификации проектного решения сводится к задачам классифи-

кации и оптимизации. На первом этапе производится классификация технологических установов и деталеопераций (ДО) по предварительно выбранным признакам, на втором – оптимизация по заданным критериям (стоимости, производительности, комплексно-сти и т.д.).

В основе создания групповых технологических процессов (ГТП) лежат задачи унификации, типизации и стандартизации ТП и их элементов. Одна из основных про-блем, предшествующих разработке САПР групповой технологии, заключается в опре-делении и формализации аналогий в технологических свойствах различных деталей, которые можно представить как совокупность типоразмеров элементарных поверхно-стей или их сочетаний – контуров обработки.

mailto:[email protected])


159

Для решения задач разработки САПР групповой технологии в общем виде необ-ходимо:

– определить типоразмер базового элемента технологического группирования (штучная или групповая заготовка);

– разработать формализованную методику синтеза ГТП на группу деталей; – разработать формализованную методику проектирования типовых установов

и, прежде всего, групповой установочной оснастки и ГИН; – решить вопросы организации и ведения базы данных САПР ГТП. Разработка ГТП происходит после классификации деталей и образования из них

групп. Должен быть создан такой ГТП, который позволил бы обработать любую деталь группы с минимальными отклонениями от общей технологической схемы. Решение этой задачи облегчается тем, что уже при классификации деталей учитываются воз-можные методы обработки каждой из них (т.е. определяется инструмент и оборудова-ние, номенклатура и последовательность переходов), обеспечивающие получение каче-ства рабочих поверхностей готовой детали и точности их взаимного положения.

Ограничением для объединения ДО в одну группу являются требования к един-ству оснастки и комплекта инструмента в групповой инструментальной наладке (ГИН). Для объединения ДО в одну технологическую группу необходимо задать предельные требования по диапазону и точности к базовым и обрабатываемым в типоразмере уста-нова поверхностям, которые учитывают ограничения оснастки и ГИН [3].

3. Решение задачи Рассмотрим методику синтеза групповых наладок режущего инструмента для

обработки группы ДО, объединённых по единству установочной оснастки и режущего инструмента на станках патронно-центрового типоразмера, например, ТПК-125В высо-кой точности с контурной системой числового программного управления (ЧПУ).

Считается, что для реализации группирования по конструктивно-технологическим признакам необходимо разработать системы классификации и кодирования, с помощью ко-торых формируется код детали, содержащий всю необходимую информацию для группиро-вания [2].

Основой этих систем является установление функциональных зависимостей ме-жду конструктивно-геометрическими свойствами деталей и технологическими метода-ми её изготовления. Сложность установления таких зависимостей ограничивает об-ласть решения технологических задач при использовании этого подхода. Гораздо большие возможности предоставляет система группирования по производственно-технологическим признакам, т.е. технологическое проектирование ГТП [3].

Под технологической группой деталей понимается их множество, обладающее свойствами технологического подобия (единый маршрут обработки, единый комплект оснастки, групповая инструментальная наладка). Однако считается, что существенным недостатком такого подхода является требование к наличию индивидуально разрабо-танных ТП. Наиболее эффективным путём преодоления этого недостатка может быть широкое использование автоматизированной системы технологического проектирова-ния (САПР ТП), которая не только проектировала бы ТП, но и формировала бы базу технологических знаний для целей группирования [4].

Основными направлениями при сформулированном подходе, по которым под-разделяются задачи групповой обработки, являются:

– унификация типоразмеров оборудования, оснастки, инструмента, т.е. методов обработки и элементов технологических установов и позиций;


160

– проектирование групповой технологии на базе формирования типажа унифи-цированного инструмента, групповых инструментальных наладок и таблиц-матриц на-значения режимов резания механической обработки;

– динамического группирования в условиях изменения конкретных производст-венных ситуаций на участках многономенклатурной мелкосерийной групповой обра-ботки.

На основе комплексного (качественного и количественного) подхода к решению задач синтеза переходов, позиций и установов разработана методика выбора оптимального варианта номенклатуры инструмента (резцов) установочной (деталеоперационной) инструментальной токарной наладки, в том числе групповой инструментальной наладки (ГИН) [5,7].

Описание и демонстрация приёмов группирования, структура и содержание до-кументов с конкретной информацией базируется на типаже контурных резцов унифи-цированных конструкций (КРУК) (рис. 1) [4].

Технологические возможности КРУК указаны в таблице рис. 1 и графически от-ражены на схеме типовой ДО с правым контуром (рис. 2).

Инструментальная позиционная наладка (ИПН) – резец конкретной модели в рабочем положении инструментальной оснастки на станке.

Схема включает данные по номенклатуре контурных и специализированных по-верхностей, шероховатости, точности и взаимному положению поверхностей, характе-ризующие технологические особенности деталей, необходимые для выбора установоч-ного комплекта ИПН. Каждой ИПК наладке для обработки отверстий присваивается код, определяемых минимальным диаметром растачиваемого отверстия: 02, 03, 04, 06, 10, 18.

Система группирования ДО включает следующие основные этапы: – подготовка исходной информации, – группирование по обрабатываемым материалам в их состоянии; – выбор установочных комплектов ИПН для каждой ДО; – выбор вариантов установочных ГИН. Групповые ИН делятся на два вида: контурные (ГКН) и комбинированные

(КИН). Введение двух видов наладок вызвано тем, что контурные наладки позволяют объединить в группу наибольшее количество деталей и наиболее эффективно могут быть использованы при обработке номенклатуры деталей без специализированных по-верхностей (канавочных, резьбовых и т.д.) [6,8].

Кодами 00 и 00 обозначены, соответственно, предварительная и финишная ИПК наладки для обработки наружных поверхностей. Кодами НС и ВС отмечены ИПС на-ладки для обработки, соответственно, наружных и внутренних специализированных поверхностей.

Выбор вариантов ГИН можно реализовать по одному из двух разработанных ме-тодов – универсальному или статистическому – в зависимости от особенностей но-менклатуры деталей производства. В основе обоих методов лежит единый принцип – группируют выбранные предварительно на каждую ДО установочные комплекты ИПН [8].

Универсальный метод выбора вариантов ГИН, в основе которого лежит поиск групповых представителей с количеством ИПН не более, чем возможно установить в инструментальной планшайбе или магазине станка (для ТПК-125В – не более 6-ти гнёзд). Сам метод может быть эффективно использован на производстве с любой но-менклатурой инструментов и деталей. Однако на стадии компоновки ГИН, когда из на-


161

ладок, укомплектованных частично, необходимо собрать полные наладки, этот метод может потребовать индивидуальный анализ деталей и синтез возможных вариантов со-четаний ИПН и последовательности переходов.

А)

Б)

Рис. 1. Типаж унифицированных резцов для групповой обработки деталей на токар-

ных станках с ЧПУ: А) - предварительной; Б) - окончательной (финишной)


162

Статистический метод позволяет формализовано провести выбор вариантов полных ГИН. При этом методе выбора вариантов установочных ГИН используют по два типоразмера расточных ИПК наладок для предварительных проходов. Если нет де-талей с двумя расточными предварительными ИПК наладками, следует произвести суммирование ДО по каждому типоразмеру расточных предварительных ИПК наладок и взять (желательно) по два наиболее близки типоразмера. ГКН при этом методе фор-мируют следующим образом: к расточным предварительным ИПК наладкам двух ти-поразмеров каждого группового представителя присоединяют ИПК наладки тех же ти-поразмеров для финишных проходов и две ИПК наладки (предварительные и финиш-ные) – для обработки наружных поверхностей (коды 00 и 00). Статистический метод базируется на признаках, установленных в результате анализа достаточно большой но-менклатуры деталей, охватывающей несколько заводов машиностроительной и прибо-ростроительной отраслей.

При группировании по этому методу в контурные наладки не попадают детали, требующие более двух типоразмеров расточных предварительных и финишных резцов. Для включения в группы таких деталей нужно принимать индивидуальные решения по сокращению количества резцов в установочном комплекте. В тех случаях, когда нет возможности сократить количество резцов, а номенклатура деталей небольшая, их це-лесообразно обрабатывать индивидуальными наладками, полученными из комбиниро-ванных путём добавления недостающих ИПН. Если номенклатура значительна, выбор базовых наладок следует производить по универсальному методу.

В комбинированных наладках определены по четыре ИПК наладки, две позиции свободны и могут быть заняты ИПС и дополнительными ИПК наладками. На произ-водствах, где сравнительно небольшая номенклатура ДО и основная часть из них тре-бует не более одного типоразмере расточной ИПК наладки, при определении вариантов ГИН можно не выделять контурные наладки, а взять только одни комбинированные по статистическому методу (см. табл. 2).

При такой системе ГИН две свободные позиции могут быть заняты ИПС или дополнительными ИПК наладками, которые будут меняться в зависимости от устано-вочного комплекта ИПН на каждую ДО.

3.1 Выбор базовых ГИН Групповые наладки, состоящие из пяти, четырёх и трёх ИПН, при возможности

объединяют между собой в целях получения групповых наладок с шестью ИПН (при универсальном методе).

Далее суммируют деталеоперации по вариантам ГИН и отмечают наладку с наи-большим количеством ДО (сумму записывают в соответствующей данной наладке гра-фе см. табл. 1).

Исключают ДО данной наладки, закрыв соответствующие им горизонтальные строки, суммируют ДО, соответствующие оставшимся групповым наладкам, и отмеча-ют следующую наладку с наибольшей суммой ДО. Последовательно исключают ДО выбираемых наладок, повторяют процесс до тех пор, пока не останутся групповые на-ладки с одной ДО. Базовыми считают ГИН, охватывающие более одной ДО.

3.2 Выбор ГИН по установочной оснастке В целях сокращения времени на переналадку установочной оснастки после рас-

пределения ДО для каждой ГИН её разбивают на 6 подгрупп в зависимости от схемы базирования и размеров базовых поверхностей:


163

Рис. 2. Схема правого контура, отражающая технологические возможности ти-пажа КРУК для типовой ДО: I…VI – диапазоны обрабатываемых поверхностей на-ружного и внутреннего открытых, наружного и внутреннего закрытых контуров

– в цанговом патроне при диаметре наружной базовой поверхности: до 15 мм, от 15 до 45 мм, от 45 до 70 мм;

– в трёхкулачковом патроне при диаметре наружной базовой поверхности свыше 70 мм и внутренней – свыше 55 мм;

– в разжимной оправке при диаметре внутренней базовой поверхности от 3 до 55 мм;

– в индивидуальной оправке при прочих схемах базирования. 3.3 Группирование по обрабатываемым материалам Деталеоперации в соответствии с рекомендациями первичной подсистемы мно-

гоуровневой базовой технологии (МБТ) разбиты на 4 группы пар обрабатываемых и инструментальных материалов [6]. ДО каждой группы материалов подразделяют на контурные и комбинированные и заносят шифры деталей и ДО в таблицы группиро-вания, соответственно, контурных ( табл. 1) и комбинированных ( табл. 2) ДО.

Затем проводят кодирование базовых контурных и комбинированных ГИН [7,8].

Структуру кода ГКН составляют так: номер группы пар материалов, коды вхо-дящих ИПК наладок располагают по порядку их установки на позициях револьверной головки, совпадающему с последовательностью их работы в установочном процессе. длина вылета резцов (см. рис 3) Две позиции (обычно средние) резервируют под ИПС наладки в дополнительные ИПК наладки.

Таблица 1. Группирование контурных деталеопераций


164

Диапазон вылета резца 15…70 мм Группа пар обрабатываемых и инструмен-тальных материалов № 4

Диапазоны и коды контурных инструментальных наладок (ГКН) для предварительной обработки для окончательной обработки

внутренней

Нар

уж-

ной Св.

18 10 -18

6 -10

4 -6

3 -4

2 -3

2 -3

3 -4

4 -6

6 -10

10 -18

св. 18 Н

аруж

- но

й №№ п/п Деталь

№ у

стан

ова

(поз

и-

ции)

ДО

по

ТП

00 18 10 06 04 03 02 02 03 04 06 10 18 00 1 Стакан 1

2 + +

+

+

+

+

+ +

2 Втулка 1 2

+ +

+

+

+

+

+ +

3 Крышка 1 2

+ +

+

+

+

+

+ +

4 Кольцо 1 2

+ +

+

+

+

+

+ +

5 Шайба 1 2

+ +

+

+

+

+

+ +

6 Гильза 1 2

+ +

+

+

+

+

+ +

7 Фланец 1 2

+ +

+

+

+

+

+ +

Сумма выполняемых деталеопераций

14

5

4

5

5

4

5

14

Варианты возможных контурных групповых наладок

№№

п/п

Деталь

№ у

стан

ова

(поз

иции

) Д

О п

о ТП

1 00 18 10 __ 18 10 00

2 00 18 06 __ 18 06 00

3 00 10 06 __ 10 06 00

4 00 10 04 __ 10 04 00

5 00 06 04 __ 06 04 00

6 00 06 03 __ 06 03 00

7 00 06 03 __ 04 03 00

8 00 04 02 __ 04 02 00

9 00 03 02 __ 03 02 00

10 00 18 04 __ 18 04 00

11 00 18 03 __ 18 02 00

12 00 18 02 __ 18 02 00

13 00 10 03 __ 10 03 00

14 00 10 02 __ 10 02 00

15 00 10 02 __ 10 02 00

1 Стакан 1 2

1 1

1 1

2 Втулка 1 2

1 1 2

1

3 Крышка 1 2

1 1 2

1

4 Кольцо 1 2

1 1

1 1 3

5 Шайба 1 2

1 1 1 3

6 Гильза 1 2

1 1 2

1

7 Фланец 1 2

1 1 1 3

Сумма выполняе-мых деталеопераций

9

10

19

Возможные, но не реко-мендуемые по критерию минимизации холостых

ходов


165

Таблица 2 Группирование комбинированных деталеопераций. Диапазон выле-та резца 15…70 мм Группа пар обрабатываемых и инструментальных материалов № 4

Диапазоны и коды комбинированных инструментальных наладок (КИН) для предварительной обработки для окончательной обработки

внутренней

Нар

ужно

й Св.18

10- 18

6- 10

4- 6

3- 4

2- 3

2- 3

3- 4

4- 6

6- 10

10- 18

св. 18 на

руж

ной

Нар

ужно

й ка

навк

и вн

утр.

ка

навк

и №№ п/п Деталь

№ у

стан

ова

(поз

иции

) Д

О п

о ТП

00 18 10 06 04 03 02 02 03 04 06 10 18 00 НК ВК 1 Стакан 1

2 + +

+

+

+

+ +

1

2 Втулка 1 2

+ +

+

+

+

+ +

1

3 Крыш-ка

1 2

+ +

+

+

+

+ +

1

4 Кольцо 1 2

+ +

+

+

+

+ +

1

5 Шайба 1 2

+ +

+

+

+

+ +

1

6 Гильза 1 2

+ +

+

+

+

+ +

1

7 Фла-нец

1 2

+ +

+

+

+

+ +

1

Сумма выполняе-мых ДО

14 5 4 5 5 2

14 4 3

Варианты возможных комбинированных групповых наладок

№№ п/п Деталь

№ у

стан

ова

(поз

иции

) по

ТП

1 00 18 10 НК 10 00

2 00 18 06 ВК 06 00

3 00 10 06 НК 06 00

4 00 18 10 ВК 10 00

5 00 18 06 НК 06 00

6 00 06 04 … 04 00

7 00 06 03 … 04 00

8 00 04 03 … 03 00

9 00 04 03 … 02 00

10 00 03 02 … 02 00

1 Стакан 1 2

1 1

2 Втулка 1 2

1 2

3 Крышка 1 2

1 5

4 Кольцо 1 2

1 4

5 Шайба 1 2

1 3

6 Гильза 1 2

1 2

7 Фланец 1 2

1 3

Сумма выполняемых ДО

2

4

4

2

2


166

Перед группированием на каждую деталь должны разрабатываться маршрутные и типовые установочные технологические процессы. Установы, осуществляемые на то-карных станках с ЧПУ любого типа, должны быть разделены на ДО по технологиче-ским принципам, обеспечивающим точность размеров взаимного положения поверх-ностей.

Пример кодирования ГКН. Группа пар материалов «заготовка – инструмент» – 4; коды входящих ИПК наладок – 00Цт.18Цт.10Цт.18Цт.10Цт.00Цт, длина вылета резцов одинакова – 45 мм. Код инструментальной наладки – 4.00Цт.18Цт.10Цт.18Цт.10Цт.00Цт.45. (рис. 3).

Рис. 3. Схема контурной групповой инструментальной наладки (ГКН) из 6-ти

унифицированных контурных резцов для обработки деталей из цветных сплавов (код 4. 00Цв. 18Цт.10Цт.18Цт.10Цт.00Цт.45).

4. Заключение 1. Проблема разработки САПР ГТП заключается в определении и формализации

аналогий в технологических свойствах различных деталей, которые можно представить как совокупность типоразмеров поверхностей или их сочетаний – контуров обработки.

2. Формирование ГИН целесообразно начинать по статистическому методу. Это одновременно позволит и оценить структуру основной номенклатуры ДО. Если коли-чество ДО, несгруппированных по статистическому методу, велико, это значит, что признаки распределения данной номенклатуры отличны от статистически установлен-ных. Для такой номенклатуры варианты ГИН следует определять по универсальному методу. Опыт группирования деталей на ряде заводов показал, что статистический ме-тод в большинстве случаев даёт удовлетворительные результаты.?

3. Практика последних лет подтверждает, что групповой метод находит приме-нение в условиях не только единичного и серийного, но и массового выпуска продук-ции, где также всё больше требуется «гибкость» производственной системы. Эффек-тивность производства после внедрения групповой обработки повышается в 2 раза.

Список литературы: 1. Технология и организация группового машиностроительного производства: в

2-х ч. Ч.1 Основы технологической подготовки группового производства // С.П. Мит-рофанов, А.Г. Братухин, О.С. Сироткин и др. – М.: Машиностроение. 1992. – 480 с.


167

2. Митрофанов С.П. Групповая технология машиностроительного производства: в 2-х т. Т.1 Организация группового производства. – Л.: Машиностроение. Ленингр. отд-ние. 1983.- 407 с.

3. Ракунов Ю.П. Золотова Н.А. Методология построения подсистемы синтеза многоуровневой базовой технологии в групповом производстве // Сб. материалов на-уч.-практ. конф. «Технологическое обеспечение качества машин и приборов». – Пенза, 2004. С.210-214.

4. Ракунов Ю.П. Типаж унифицированных резцов с назначением режимов реза-ния для прецизионных токарных станков с программным управлением // Технологии ремонта, восстановления и упрочнения деталей машин, механизмов, оборудования, ин-струмента и технологической оснастки от нано- до макроуровня: Материалы 13-й меж-дунар. науч.-практ. конф. – СПб., 2011 г., с.399-404.

5. Ракунов Ю.П. Управление качеством токарной обработки высокоточных де-талей машин.// Наукоёмкие технологии в машиностроении.– № 2, 2013.– С.36-48.

6. Ракунов Ю.П. Подсистема синтезирования многоуровневой базовой техноло-гии // Наукоёмкие технологии в машиностроении.– №10, 2012.–С.36-46.

7. Ракунов Ю.П., Абрамов В.В., Боровских А.В. Разработка комплексной САПР групповых технологических процессов // Механизация строительства. 2014. №11. С.56-60.

8. Ракунов Ю.П., Абрамов В.В., Богацкая И.Г. Методика проектирования груп-повых инструментальных наладок // Механизация строительства. 2015. №2. С.56-60.? Надійшла до редколегії 16.12.2014. Y. P. Rakunov, V. V Abramov, A.Y. Rakunov CAD GROUP TECHNOLOGICAL PROCESSES BASED ON THE TECHNIQUE OF DESIGNING GROUP INSTRUMENTAL ADJUSTMENT The article deals with scientific and methodological basis of the development of computer aided design (CAD) group process using subsystem “analysis-synthesis” multitier basic technology in the production of the group through of an integrated approach to solving the problems of integration of technology transition, part-operations (pozishions) and install the process of turning. Describes a method of the formalization and synthesis of the design process group instrumental adjustments, using a type of unified cutters designed specifically for collective processing of various parts on CNC lathes. Keywords: group process, multitier basic technology, computer-aided design, “analysis-synthesis” method, group of instrumental setup unification of technology, a type of cutters unified design, the right contour process-ing, part-operation, tool positional contour adjustment Ю.П. Ракунов, В.В. Абрамов, А.Ю. Ракунов САПР ГРУПОВИХ ТЕХНОЛОГІЧНИХ ПРОЦЕСІВ НА ОСНОВІ МЕТОДИКИ ПРОЕКТУВАННЯ ГРУПОВИХ ІНСТРУМЕНТАЛЬНИХ НАЛАГОДЖЕНЬ У статті розглядаються науково-методичні основи розробки системи автоматизованого про-ектування (САПР) групових технологічних процесів, що використовує підсистему «аналізу- синтезу» багаторівневої базової технології в груповому виробництві на основі комплексного підходу до вирішення завдань інтегрування (синтезування) переходів, деталеоперацій і встановили технологічного процесу. Наведено методику формалізації та синтезу процесу проектування групових інструментальних нала-годжень, що використовує типаж уніфікованих різців, створений спеціально для групової обробки дета-лей на токарних верстатах з ЧПУ Ключові слова: групові технологічні процеси, багаторівнева базова технологія, автоматизація проекту-вання, метод «аналізу-синтезу», групова інструментальна наладка. типаж різців уніфікованих конструкцій, правий контур обробки, деталеоперація, , інструментальна позиційна контурна наладка.


© РизвановР.Г., Каретников Д.В., Файрушин А.М., Муликов Д.Ш.; 2014 168

УДК 621.789 Р.Г. Ризванов, д-р техн. наук, проф., Д.В. Каретников, канд. техн. наук,

А.М. Файрушин, канд. техн. наук, Д.Ш. Муликов, аспирант Уфимский государственный нефтяной технический университет, Россия

Тел.:89177556131; E-mail: [email protected]

О ВОЗМОЖНОСТИ ПРИМЕНЕНИЯ СВАРКИ ТРЕНИЕМ ДЛЯ ИЗГОТОВЛЕНИЯ СВАРНЫХ ТРУБНЫХ ПУЧКОВ ИЗ СТАЛИ 15Х5М

В статье представлены результаты механических испытаний и

металлографических исследований металла сварных соединений трубных заготовок из хромомолибденовой мартенситной стали 15Х5М, полученных сваркой трением при вращении. Приведена конструкция узла и режим сварки. На основании проведенных исследований и анализа результатов сделан вывод о хорошей свариваемости стали 15Х5М сваркой трением и о возможности применения данного способа сварки для изготовления узлов «труба-трубная решетка» трубных пучков кожухотрубчатых теплообменных аппаратов из стали 15Х5М при соответствующей модернизации сварочного оборудования. Ключевые слова: мартенситная сталь, сварка трением, сварное соединение, свариваемость.

1. Введение Широкий спектр теплообменного оборудования используемого в нефтегазовой

отрасли для организации процессов высокотемпературной переработки окислительных серосодержащих сред изготавливается из низко и среднелегированных жаропрочных хромистых и хромомолибденовых сталей мартенситного класса. Это объясняется их способностью длительное время отвечать эксплуатационным характеристикам, предъявляемым к оборудованию и его элементам, под постоянным воздействием высоких температур, агрессивных сред и механических напряжений, при этом имея низкую себестоимость по сравнению с высоколегированными аустенитными сталями.

Одним из представителей сталей данного класса является мартенситная сталь 15Х5М, которая применяется для изготовления корпусов и внутренних элементов сварного технологического оборудования, в частности трубных пучков и корпусов кожухотрубчатых теплообменных аппаратов в различном конструктивном исполнении.

С позиции обеспечения работоспособности и надёжности сварного оборудования из жаропрочных хромистых сталей значительное количество технологических проблем вызвано склонностью сталей данного класса к закалке, по причине сравнительно невысокой скорости распада хромистого аустенита и фазовых превращений мартенситного характера, в частности по зоне сварного шва и зоне термического влияния. Этот факт объясняет необходимость обязательного применения термических операций, для возможности получения работоспособных сварных соединений.

В общем случае дуговая сварка мартенситной хромомолибденовой стали в обязательном порядке проводится с предварительным и сопутствующим подогревом при температуре 300…350 °С, при этом необходимо учитывать, что в связи с низкой теплопроводностью и высоким коэффициентом линейного расширения для предотвращения развития значительных внутренних напряжений нагрев до необходимых температур предварительного и сопутствующего подогрева и



169

охлаждение ведут со скоростями, не превышающими 100 °С/час, что так же существенно удлиняет и усложняет технологический процесс производства и снижает производительность работ [1-4].

В качестве термообработки проводится отпуск при температурах 750…760 °Сс выдержкой при данной температуре в течении 2 часов. При этом сваренную конструкцию до проведения термообработки не рекомендуется подвергать каким-либо механическим нагрузкам, кантовать и транспортировать. Так же регламентируется продолжительность хранения до термообработки, в частности для сталей 15Х5, 15Х5М термообработка должна проводится незамедлительно после окончания процесса сварки [4]. Очевидно, что трудоёмкость вышеназванных мер по обеспечению технологической и эксплуатационной прочности сварных соединений многократно возрастает при изготовлении крупногабаритных конструкций, каковыми в основном являются представители нефтеперерабатывающего и нефтехимического оборудования.

2. Основное содержание и результаты работы Одним из альтернативных вариантов снижения трудоёмкости изготовления

теплообменной и другой технологической аппаратуры из закаливающихся сталей является применение способов сварки с высокой концентрацией энергии в пятне нагрева (лазерная сварка [3]) или способов сварки трением. Применение последних потребует модернизации конструкции основных узлов теплообменной аппаратуры, хотя при этом позволит существенно снизить затраты на производство и повысить скорость изготовления. Пример возможной конструкции узла «труба-трубная решетка», изготавливаемого сваркой трением представлен на рис. 1. После развальцовки или фиксации положения трубы 1 относительно трубной решетки 2 под углом 3 осуществляют подготовку кромок. Далее специальной оснасткой приводят во вращение шайбу 4 с усилием прижатия и последующим проковочным усилием после прекращения вращения. Внутренний диаметр шайбы 4 равен проходному диаметру df трубы 1 [6]. Преимущество данного способа заключается в том, что он может быть использован как при изготовлении, так и при ремонте трубных пучков кожухотрубчатых теплообменных аппаратов, в частности из стали 15Х5М. Однако на сегодняшний день отсутствуют данные о технологической прочности и механических свойствах сварных соединений из стали 15Х5М, полученных сваркой трением.

Рис. 1. Схема узла «труба-трубная решетка», получаемого сваркой трением [6]


170

Для исследования свойств указанных сварных соединений, из горячекатаного прутка из стали 15Х5М были изготовлены натурные образцы - трубные заготовки с наружным диаметром 35 мм и внутренним диаметром 23 мм. Сварка трением с применением вращения проводилась на машине для сварки трением ПСТ-20Т, производства ОАО «КТИАМ» г. Челябинск. Режимы сварки представлены в табл. 1. Фото полученного сварного соединения образцов представлена на рисунке 2,а. На рис. 2,б представлено фото сечения сварного шва полученного по существующей технологии.

Таблица 1. Режим сварки трением опытных образцов

Осевое усилие, Н Продолжительность, с Частота вращения, об/мин Нагрев Проковка Нагрева Проковки 1250 50 80 7 2

а) сварка трением (толщина стенки 6 мм) б) дуговая сварка (толщина стенки 8 мм)

Рис. 2. Фото сварного соединения трубной детали из стали 15Х5М Оценка характеристик статической прочности проводилась в соответствии с требованиями ГОСТ 1497-84 и ГОСТ 6996-66при комнатной температуре на цилиндрических образцах (тип IV ГОСТ 1497-84, тип ХХV ГОСТ 6996-66) на разрывной машине Instron 5982.Значения временного сопротивления разрыву σв, предела текучести σт и относительного удлинения δ5 и сужения ψ для образцов из основного металла, металла сварного соединения и сварного шва, полученные как среднее значение по результатам испытаний трёх образцов, представлены в таблице 2.

Таблица 2. Механические характеристики металла сварного соединения Механические

свойства Основной металл Зона термо-механического влияния Зона соединения

σт, МПа 268 393 1223 σв, МПа 522 558 1594 δ5, % 33 24 7,6 ψ, % 81 72 19


171

Из табл. 2 видно, что характеристики статической прочности полученного сварного соединения находятся на уровне основного металла и даже незначительно превышают его. Пластические свойства металла зоны термомеханического влияния на основании значений относительного удлинения (δ5=24 %) и сужения (ψ=72 %) можно считать высокими, в особенности с учётом того, что сваренные детали не подвергались сопутствующему подогреву и термической обработке после сварки, которые были бы необходимы для получения заданного уровня пластических свойств при сварке плавлением. В зоне соединения наблюдается значительное повышение предела прочности и текучести с характерным при этом снижением значений относительного сужения и удлинения. На полученном сварном соединении представленном на рис. 2,а отчётливо видно отсутствие грубых дефектов типа трещин, несплавлений, при этом зона соединения и зона термомеханического влияния (ТМВ) ниже по сравнению с дуговой сваркой в несколько раз. Распределение микротвёрдости по сечению сварного соединения, в основном металле трубы, зоне термомеханического влияния (ТМВ) и зоне соединения показано на рис. 3.

Рис.3. Распределение микротвёрдости по сечению сварного соединения трубной детали из стали 15Х5М, полученной сваркой трением

Из рисунка видно, что распределение микротвёрдости по сечению сварного соединения наблюдается с максимумом в центре шва, что является не характерным для сварных соединений из стали 15Х5М, полученных сваркой плавлением. При дуговой сварке с предварительным подогревом до 300…350C образуется сравнительно

зона соединения

зона ТМВ

зона ТМВ

основной металл

основной металл

ширина зоны, мм

микротвердо

сть, МПа


172

широкая зоны подкалки со структурой крупноигольчатого мартенсита (как видно из рис. 2,б) с микротвердостью до 440 Н . При этом ширина околошовных зон подкалки (матовые околошовные участки на макрошлифах), имеющих структурно неравновесное строение, достигает 7 мм [4].

Результаты замера микротвердости и фотографии макроструктуры показывают, что ширина полученного сварного соединения составляет ориентировочно 2,8…3 мм для детали толщиной 6 мм, что значительно меньше по сравнению с дуговыми способами сварки. Соответственно это приводит к снижению объема металла имеющего высокий уровень напряжений и снижает вероятность образования холодных трещин.

По ширине сварного соединения отсутствуют скачки микротвёрдости характерные для зоны термического влияния сварных соединений, полученных дуговой сваркой, что будет являться фактором, положительно сказывающимся на ресурсе сварного соединения вследствие меньшей неоднородности механических свойств по сечению сварного соединения.

Повышенные по сравнению с основным металлом значения микротвёрдости, по мнению авторов, можно объяснить образованием ультрамелкозернистой структуры в результате деформационного упрочнения в течение термо-деформационного цикла сварки трением (аналогичное мнение высказывается в работе [7]). Таким образом, можно сделать вывод о том, что повышенные значения микротвёрдости в зоне сварного соединения наблюдаются не вследствие образования закалочных структур, а в результате более высокой «плотности» структуры металла сварного соединения. На рис. 4 показаны фотографии микроструктуры характерных зон сварного соединения, полученные на растровом микроскопе с 1000 кратным увеличением.

а) основной металл б) зона ТМВ в) зона соединения

Рис.4. Микроструктура характерных зон сварного соединения (x1000)

Визуальный анализ снимков показывает, что в результате термо-деформационного цикла сварки структура характерных зон сварного соединения измельчается по сравнению с основным металлом и повышается степень её однородности. При этом микроструктура металла сварного соединения имеет более «разориентированный» характер по сравнению с зоной термомеханического влияния и основным металлом, что объясняется более высоким уровнем напряжений и деформаций, возникающих в контакте деталей в процессе сварки и проковки. Указанный выше характер микроструктуры зоны соединения частично объясняет повышение уровня механических и пластических свойств металла сварного соединения при повышенных значениях микротвердости.


173

Заключение

1. Сталь 15Х5М обладает хорошей свариваемостью сваркой трением вращением, которая позволяет получить сварные соединения с механическими и пластическими свойствами в зоне термомеханического влияния на уровне основного металла без применения термических операций. 2. Применение сварки трением для изготовления трубных пучков теплообменных аппаратов из стали 15Х5М является экономически обоснованным, несмотря на необходимость существенной модернизации разработки специализированного сварочного оборудования.

Список литературы: 1. Щекин В.А. Технологические основы сварки плавлением. - М: Изд-во Феникс,

2009. – 345 с.ISBN 978-5-222-14961-4. 2. Ямилев М.З., Ибрагимов И.Г., Файрушин А.М., Салмин А.Н.

Совершенствование технологии выполнения сварного узла труба – трубная решетка кожухотрубчатых теплообменных аппаратов, изготовленных из мартенситных сталей // Научно-технический журнал «Нефтегазовое дело» - 2009. – Том 7. - №1, - С. 194 -197.ISSN 2073-0128.

3. Тукаев Р.Ф., Ибрагимов И.Г., Файрушин А.М., Сисанбаев А.В. Сравнительный анализ сварных швов в узле «труба – трубная решетка» кожухотрубчатого теплообменного аппарата из жаропрочной стали 15Х5М полученных, различными способами сварки // Нефтегазовое дело: электрон.науч. журн. 2013. - №5. - С. 363-375. URL: http://www.ogbus.ru/authors/TukaevRF/TukaevRF_1.pdf. ISSN 1813-503X.

4. Халимов А.А., Жаринова Н.В., Халимов А.Г., Файрушин А.М. Обеспечение технологической прочности сварных соединений из мартенситных хромистых сталей типа 15Х5М // Научно-технический журнал «Нефтегазовое дело» - 2012. – Том 10. - №3, - С. 102 – 108.ISSN 2073-0128.

5. Сварка. Резка. Контроль: Справочник. В 2-х томах / Под общ.ред. Н.П. Алешина, Г.Г. Чернышова. - М.: Машиностроение, 2004. Т. 2. - 480 с.ISBN 5-217-03262-6.

6. Способ соединения узла "труба-трубная решетка" сваркой трением Каретников Д.В., Ризванов Р.Г., Файрушин А.М., Муликов Д.Ш., Баландина А.Г. Патент на изобретение RU 2012149757 А, 27.05.2014.

7. Закирова А.А., Нагимов М.И., Хуснуллин А.М., Кашаев Р.М. Структура, свойства и горячая деформация сварного соединения стали 08Х18Н10Т, полученного линейной сваркой трением (ЛСТ) // Перспективные материалы. - 2011. - № 12. - С. 155-160. ISSN 1028-978X.

Надійшла до редколегії 17.12.2014. R.G. Rizvanov, D.V. Karetnikov, A.M. Fairushin, D.Sh.Mulikov VALUATION OF POSSIBILITY OF USING FRICTION WELDING FOR PRODUCTION HEAT EXCHANGERS OF 15CR5MO STEEL

Results of mechanical testing and metallographic analysis of tube’s welding joints of 15Cr5Mo steel, jointed with friction welding, are shown in the issue. Configuration of assembly and welding conditions are shown in the issue. On base of received results conclusion about good weldability of 15Cr5Mo steel by friction welding is done. Also friction welding can be used for producing heat exchanger’s tube plate of 15Cr5Mo if wedling equipment will be modified for it.

http://www.ogbus.ru/authors/TukaevRF/TukaevRF_1.pdf.


174

Key words:martensitic steel, friction welding, welding joint, weldability


© Сидорова Е.В.; 2014 174

УДК 629.1 Е.В. Сидорова, канд. техн. наук, доц.

Донецкий национальный технический университет Тел.: +38 (062) 301 08 05; E-mail: [email protected]

ОПРЕДЕЛЕНИЕ ВЛИЯНИЯ РЕЖИМОВ РЕЗАНИЯ

НА ЛОКАЛЬНЫЙ РЕСУРС РЕЖУЩЕЙ ПЛАСТИНЫ ПРИ ТОЧЕНИИ ШХ15

Определено влияние режимов резания на локальный ресурс режущей пластины при точении ШХ15 твердосплавной режущей пластиной с PVD-покрытием, что по-зволило установить режим резания, обеспечивающий максимальный общий ресурс режущей пластины с учётом особенностей термомеханического нагружения зон кон-такта инструмента со стружкой, с зоной больших деформаций, с зоной подминания материала округленным участком режущей кромки, с обработанным материалом. Локальный ресурс представляет собой объём материала, снимаемого за период стой-кости рассматриваемой зоны режущей пластины. Общий ресурс определяется исходя из минимального значения локального ресурса режущей пластины. Для этого были по-лучены интерполяционные графики двумерной зависимости локального ресурса режу-щей пластины от скорости резания и подачи на основании имитации термомеханиче-ского состояния материала и режущего инструмента с PVD-покрытием при точении в программной среде SIMULIA/Abaqus 6.10 (Dassault Systemes) и регрессионного урав-нения зависимости стойкости от термомеханических параметров нагружения. Ключевые слова: точение, моделирование, режим резания, термомеханическое на-гружение, локальный ресурс, сталь ШХ15.

1. Введение Определение влияния режимов резания на локальный ресурс режущей пластины

при точении ШХ15 твердосплавной режущей пластиной с PVD-покрытием позволяет установить режим резания, обеспечивающий максимальный общий ресурс режущей пластины с учётом особенностей термомеханического нагружения зон контакта инст-румента со стружкой, с зоной больших деформаций, с зоной подминания материала ок-ругленным участком режущей кромки, с обработанным материалом.

Однако, для получения данных о процессах при точении необходимы теоретиче-ские модели, так как малая и закрытая зона контакта режущего инструмента и обраба-тываемого материала вызывают сложности определения параметров эксперименталь-ным методом, который, помимо всего, весьма дорогостоящий. Проблема термомехани-ческого моделирования процесса резания решалась посредством компьютерной имита-ции в работах Pantale O. [1] и ряда других авторов.

Таким образом, целью данной работы является определение режима резания, обеспечивающего максимальный общий ресурс режущего инструмента на основании локального анализа при точении стали ШХ15. Для этого необходимо решить следую-щие задачи:

1) разработать модель термомеханического состояния материала и режуще-го инструмента при точении стали ШХ15;

2) сымитировать процесс точения для различных скоростей резания и подач;



175

3) идентифицировать зоны контакта инструмента со стружкой, с зоной больших деформаций, с зоной подминания материала округленным участком режущей кромки, с обработанным материалом;

4) определить влияние режима резания на значения локального ресурса ре-жущей пластины;

5) определить режим резания, обеспечивающий максимальное значение ре-сурса режущего инструмента.

2. Основное содержание и результаты работы

Данные исследования были выполнены для условий продольного точения. Обрабаты-ваемый материал – закаленная сталь ШХ15 (твердость 45 HRC), характеристики и за-кон поведения при больших деформациях которой представлен в работе [2]. При точе-нии указанного материала использовались режущие пластины ATI Stellram с 4E-геометрией CNMG542A-4E SP0819 CNMI60608E-4E. Данная режущая пластина состо-ит из подлож мелкозернистого наноструктурированного карбида SP0819 и сверхтвёр-дого PVD-нанопокрытия TiAlN, которое значительно повышает теплостойкость и со-противление износу при точении. Максимальная рабочая температура 1000°С. Держав-ка Sandvik Coromant DCLNR3232P-16 обеспечивает наклон режущей пластины: перед-ний угол γ = 9°; задний угол α = 6°; главный угол в плане φ = 50°, вспомогательный угол в плане φ1 = 50°. Режущая кромка пластины закруглённая. Толщина PVD-покрытия – 5 мкм.

Скорость резания варьировалась в рекомендованном производителем интервале v = 100-200 м/мин с шагом 50 м/мин, подача - s = 0,05-0,15 мм/об с шагом 0,05 мм/об, для всех исследований глубина резания оставалась постоянной t = 1 мм.

При разработке модели термомеханического состояния материала и режущего инструмента с PVD-покрытием при точении стали ШХ15 в программной среде SIMULIA/Abaqus 6.10 (Dassault Systemes) были учтены геометрические параметры, ре-жимы резания, термомеханические характеристики обрабатываемого материала, под-ложки и PVD-покрытия, законы поведения обрабатываемого материала при больших деформациях, тепловые и механические законы контактного взаимодействия, что по-зволило получить информацию о термомеханических параметрах: контактных нор-мальных напряжениях, контактных касательных напряжениях и контактных темпера-турах для заданных условий процесса точения. Моделирование процесса резания ШХ15 режущей пластиной было выполнено на основе Произвольного подхода Ла-гранжа-Эйлера. Подробная методика моделирования представлена в работе [3].

Полученные результаты численного моделирования нагружения режущей пла-стины при обработке резанием, прежде все-го, объясняются чувствительностью обра-батываемого материала к эффекту наклепа, температуре и скорости деформации, а так-же характером трибологического взаимо-действия обрабатываемого материала с ре-жущей пластиной.

После имитации процессов точения были идентифицированы различные зоны контакта режущей пластины с обрабаты-ваемым материалом: зона контакта инстру- Рис. 1. Контактные зоны


176

мента со стружкой 1, с зоной больших деформаций 2, с зоной подминания материала округленным участком режущей кромки 3, с обработанным материалом 4 (рис. 1).

Регрессионное уравнение зависимости стойкости T от термомеханических пара-метров нагружения (контактного нормального напряжения σ, контактного касательного напряжения τ, контактной температуры θ) для данной режущей пластины [3]

)ln(3)ln(79,0)ln(01,006,25),,( eT (1)

где k, x, y, z – коэффициенты уравнения регрессии.

Для оценки состояния зон режущей пластины и способности сопротивления за-данным параметрам нагружения введем понятие локального ресурса режущей пласти-ны. Локальный ресурс Ri (см3) представляет собой объём материала, снимаемого за пе-риод стойкости рассматриваемой зоны режущей пластины

QTR ii , (2)

где Ti – стойкость i-той зоны, мин; Q - объём снимаемого материала в минуту

tsvQ , (3)

где v – скорость резания, м/мин; s – подача, мм/об; t – глубина резания, мм.

Общий ресурс определяется исходя из минимального значения локального ре-сурса режущей пластины.

Таким образом, можно определить режим резания, обеспечивающий максималь-ный общий ресурс режущей пластины.

Влияние режима резания на значения локального ресурса режущей пластины при точении стали ШХ15 представлено на рисунке 2.

Анализ интерполяционных графиков двумерной зависимости ресурса режущей пластины от скорости резания и подачи в различных зонах контакта режущей пластины с обрабатываемым материалом делают очевидным факт отсутствия такого режима ре-зания, который бы обеспечил высокие значения ресурса пластины в различных зонах. Так, в зоне 1 контакта инструмента со стружкой высокие значения ресурса пластины обеспечиваются при высокой скорости резания, но низкой подаче; в зоне 2 контакта инструмента с зоной больших деформаций - при высокой скорости резания, но низкой подаче или средней скорости резания и высокой подаче; в зоне 3 контакта инструмента с зоной подминания материала округленным участком режущей кромки – при низ-кой/средней скорости резания и низкой подаче или средней скорости резания и высо-кой подаче; в зоне 4 контакта инструмента с обработанным материалом – при средней скорости резания и высокой подаче.

Разработанная методика и установленные зависимости позволили определить режим резания (v = 150 мм/мин, s = 0,05 мм/об, t = 1 мм), обеспечивающий максималь-ное значение общего ресурса режущей пластины 128 см3, что в 6 раз больше, чем ре-жим резания, вызвавший минимальное значение общего ресурса режущей пластины (v = 100 мм/мин, s = 0,05 мм/об, t = 1 мм).


177

а) б)

в) г)

Рис. 2. Локальный ресурс режущей пластины при точении стали ШХ15 (t = 1

мм): а) в зоне 1 контакта инструмента со стружкой; б) в зоне 2 контакта инструмента с зоной больших деформаций; в) в зоне 3 контакта инструмента с зоной подминания материала округленным участком режущей кромки; г) в зоне 4 контакта инструмента с обрабо-танным материалом

3. Заключение За счёт определения влияния режимов резания на локальный ресурс режущей

пластины при точении ШХ15 твердосплавной режущей пластиной с PVD-покрытием с учётом особенностей термомеханического нагружения зон контакта инструмента со стружкой, с зоной больших деформаций, с зоной подминания материала округленным участком режущей кромки, с обработанным материалом, был установлен режим реза-


178

ния (v = 150 мм/мин, s = 0,05 мм/об, t = 1 мм), обеспечивающий максимальное значение общего ресурса режущей пластины 128 см3, что в 6 раз больше, чем режим резания, вы-звавший минимальное значение общего ресурса режущей пластины (v = 100 мм/мин, s = 0,05 мм/об, t = 1 мм).

Список литературы: 1. Pantale, O. Modelisation et simulation tridimensionnelles de la coupe des metaux:

these presentee pour obtenir le grade de docteur: mecanique / Pantale Olivier; Ecole Nationale d’Ingenieurs de Tarbes. – Soutenue 10.07.96. – Tarbes, 1996. – 177 p.

2. Habak, M. Etude de l'influence de la microstructure et des parametres de coupe sur le comportement en tournage dur de l'acier a roulement 100Cr6: these presentee pour obtenir le grade de docteur: mecanique et materiaux / Habak Malek; ENSAM. – Soutenue 11.12.06. – Angers, 2006. – 191 p.

3. Sydorova, H. Pratique de la modelisation des processus de coupe avec assistance / H. Sydorova // HAL: l’archive ouverte du Centre pour la communication scientifique directe. - 2014.


E.V. Sydorova DETERMINATION OF THE INFLUENCE OF CUTTING CONDITIONS ON THE LOCAL WORK-ING INSERT LIFE IN TURNING ШХ15

The influence of cutting conditions on the local working insert life in turning ШХ15 by carbide cutting inserts with PVD-coating was determined, that allowed to establish the cutting conditions, which provides the maximum general working insert life taking into account the features of thermomechanical loading of the con-tact zone of cutting insert with the chip, with the large deformation zone, with the crushing workpiece zone by the rounded part of the cutting edge, with the worked material. The local working insert life is the volume of ma-terial removed by cutting insert in tool life of contact zone. The general working insert life is determined on base of the local minimum working insert life. To this were obtained the two-dimensional interpolation graphics of the local working insert life dependence of cutting speed and feed on the basis of the thermo-mechanical state simulation of workpiece and cutting tool with PVD-coating in turning in the software SIMULIA/Abaqus 6.10 (Dassault Systemes) and the regression equation dependence of tool life and thermomechanical loading parame-ters. Keywords: turning, modeling, cutting conditions, thermomechanical loading, local working insert life, steel ШХ15

О.В. Сидорова ВИЗНАЧЕННЯ ВПЛИВУ РЕЖИМІВ РІЗАННЯ НА ЛОКАЛЬНИЙ РЕСУРС РІЖУЧОЇ ПЛАСТИ-НИ ПРИ ТОЧІННІ ШХ15

Визначено вплив режимів різання на локальний ресурс ріжучої пластини при точінні ШХ15 твердосплавної ріжучої пластиною з PVD-покриттям, що дозволило встановити режим різання, що забезпечує максимальний загальний ресурс ріжучої пластини з урахуванням особливостей термомеханічного навантаження зон контакту інструменту зі стружкою, із зоною великих деформацій, із зоною підминання матеріалу округленим ділянкою ріжучої кромки, з обробленим матеріалом. Локальний ресурс являє собою об'єм матеріалу, що знімається за період стійкості розглянутої зони ріжучої пластини. Загальний ресурс визначається виходячи з мінімального значення локального ресурсу ріжучої пластини. Для цього були отримані інтерполяційні графіки двовимірної залежності локального ресурсу ріжучої пластини від швидкості різання і подачі на підставі імітації термомеханічного стану матеріалу і ріжучого інструменту з PVD-покриттям при точінні в програм-ному середовищі SIMULIA/Abaqus 6.10 (Dassault Systemes) і регресійного рівняння залежності стійкості від термомеханических параметрів навантаження. Ключові слова: точіння, моделювання, режим різання, термомеханічне навантаження, локальний ре-сурс, сталь ШХ15.


© Cкляров Н.А., Шафоростова М.Н., Матлак Е.С., Лихацкая О.А.; 2014 179

УДК66.067 Н.А. Скляров, канд. техн. наук, доцент

М.Н. Шафоростова, канд. техн. наук, доцент Е.М. Матлак, канд. техн. наук, доцент

О.А. Лихацкая Донецкий национальный технический университет

Тел./Факс: (062) 3078049, E-mail: [email protected]

ВЫБОР И ОБОСНОВАНИЕ ПАРАМЕТРОВ ФИЛЬТРУЮЩЕГО УСТРОЙСТВА ГРАВИТАЦИОННОГО ТИПА

В статье представлена конструкция фильтрующего устройства

гравитационного типа, изложены принцип работы и методика определения основных ее параметров, приведены результаты приемочных испытаний. Ключевые слова: фильтрующее устройство, параметры, гравитационный, кварцевые и пиритные частицы, ламинарный и турбулентный поток.

Введение В последние годы в гидроузлах и транспортных машинах с целью повышения

безопасности и снижения затрат на эксплуатацию в качестве рабочей жидкости применяются водомасляная эмульсия с присадкой АКВОЛ-3.

Загрязнение рабочей жидкости кварцевыми и пиритными частицами с микротвердостью 8,5 - 10 кН/мм2 приводит к интенсивному абразивному износу поверхностей трения деталей гидроузлов. Средняя загрязненность жидкости частицами крупнее 0,1 мм составляет 0,212% в массовом соотношении. У более половины их размеры свыше 1 мм. В диапазоне 0,1 - 2 мм содержание кварцевых частиц 13%, пиритных 5%. Среднее количество кварцевых и пиритных частиц на одну гидростойку шахтной механизированной крепи 1М88 составляет соответственно 26,91 и 4,9 тыс. штук [1].

Проблемой очистки жидкости от загрязняющих примесей занимались многие ученые и специалисты, такие как Белянин П.Н., Ильинский А.А., Коновалов В.М., Преображенский В.А., Черненко Ж.С. [5, 6, 7, 8, 9, 10, 11].

Для очистки рабочей жидкости разработаны жидкостные фильтры (тонкость фильтрации 80 мкм), пластинчатые (тонкость фильтрации 200 мкм), магнитосетчатые (тонкость фильтрации магнитных частиц 5…10 мкм, не магнитных 60…80 мкм) и другие.

Указанные фильтры не приемлемы для горных и транспортных машин, так как их интенсивное загрязнение требует ежесменной (РО - 1), ежесуточной (РО - 2) и ежемесячной (ремонтное обслуживание РО) очистки или замены фильтроэлементов.

Наиболее простыми и эффективными фильтрующими устройствами являются фильтры гравитационного типа, в которых используется метод улавливания и отстаивания загрязняющих примесей.

Недостатком этих фильтров является необходимость применения больших по площади поверхностей осаждения.

Целью исследований является разработка метода очистки рабочей жидкости с использованием наиболее простой по конструкции и эффективного фильтрующего устройства с высоким значением коэффициента фильтрации.



180

Постановка задачи В настоящей работе решаются следующие задачи: - анализ видов эксплуатационной повреждаемости поверхности деталей

гидроузлов; - исследование состава, твердости и источника загрязняющих примесей рабочей

жидкости гидросистем шахтных угледобывающих комплексов; - разработка конструкции фильтрующего устройства гравитационного типа; - разработка методики определения основных параметров фильтрующего

устройства; - разработка методики приемочных испытаний и обработка результатов. Изложение материала и результаты Известна идея увеличения поверхности осаждения путем применения

наклонных металлических пластин, называемых «ламеллами» [2]. Разработанное нами фильтрующее устройство гравитационного типа

предназначено для очистки рабочей жидкости горных и транспортных машин от абразивных твердых частиц кварца, пирита и угля.

Основной частью фильтрующего устройства (рис. 1) является блок-распределитель 1, представляющий собой вертикальную колонку из наклонно расположенных пластин 2 прямоугольной формы. Образованные таким образом параллельно наклонные каналы (ячейки) 3, имеющие по отношению к горизонту угол 60 градусов, является рабочей зоной разделения жидкости и загрязняющих примесей.

Исходная загрязненная рабочая жидкость поступает в блок 1 с боковой стороны через канал 4 вблизи нижнего края пластин 2. Выход осветленной среды производится через щели у верхней части пластин 2 в общей сливной канал 5, из которого жидкость поступает на слив. Решетка 6 служит для формирования ламинарного потока в каналах 3.

Рис. 1. Схема фильтрующего устройства гравитационного типа


181

Работа фильтрующего устройства осуществляется следующим образом. Исходная жидкость поступает в каналы 3 между пластинами 2 и движется по этому каналу вверх за счет разности давлений на входе и выходе блока 1. Скорость истечения жидкости между пластинами 2…20 мм/с. Режим движения жидкости близок к ламинарному. Скорость потока жидкости выбирается таким образом, чтобы частицы выбранной граничной крупности за время своего пути вверх по наклонному каналу успели за счет своей скорости осаждения преодолеть расстояние по высоте между пластинами и попасть в поток сгущенного продукта, который возникает на каждой пластине за счет ее наклона к горизонту.

Для расчета фильтрующего устройства разработана методика с учетом рекомендаций, приведенных в [2, 3]. При расчете устройств для фильтрации в качестве исходных данных принимаются: производительность устройства и необходимая степень очистки, которая может быть выражена через гидравлическую крупность частиц или процентную скорость осаждения взвеси, улавливаемой в устройстве для фильтрации [2]. Скорости осаждения частиц кварца представлены в табл. 1 [4].

Таблица 1. Скорости осаждения частиц кварца в воде

Средний размер частиц, мм Скорость осаждения, мм/с 1,04 94,5 0,51 52,7

0,112 7,14 0,063 2,52 0,05 1,78

0,042 1,26 0,02 0,31

В устройстве для фильтрации основным рабочим элементом является наклонная

ячейка (рис.2) На рис.2, а, б, в представлена схема и параметры наклонной ячейки 1. Причем на

рис.2,б, в показаны разрезы ячейки в месте установки решетки 2. Вход потока в ячейку осуществляется через спрямляющую часть 3 решетки 2 (рис.2, в).

Перед спрямляющей частью 3 поток турбулентный. В решетке 2 происходит формирование ламинарного потока (переходная зона), в рабочей части ячейки 1 после решетки 2 поток ламинарный при числах Рейнольдса Re ≤ Reкр.

Чтобы осевшие на пластину 4 ячейки 1 частицы не попадали в поток распределительного канала 5 (рис.2, а), решетка 2 имеет защитную часть 6 (рис.2, б, в).

Производительность наклонной ячейки (q, м3/ч) рассчитывается по формуле:

,36 koVFq (1)

где oF - сечение потока в рабочей части наклонной ячейки, м2;

kV - скорость потока жидкости в конце рабочей части ячейки, см/с. Сечение потока oF определяется следующим образом:

,10 4 bhFo (2)

где b - ширина ячейки, см;


182

h - высота ячейки, см.

Рис. 2. Наклонная ячейка: а) скорости движения частиц; б, в) параметры ячейки

Высоту ячейки рекомендуется принимать на основании работы [2]

h = 1…2 см.

Скорость потока в конце рабочей части ячейки ( kV , см/с):

cpk CVV , (3)

где cpV - средняя скорость потока в рабочей части ячейки, см/с; C - коэффициент, учитывающий изменение скорости потока по длине ячейки;

,1

2

1

2

pk

Hhh

VVC

(4)


183

где HV - начальная скорость потока, равная скорости потока в решетке, см/с;

ph - высота решетки, равная 0,5…0,6 см. Средняя скорость в зависимости от скорости осаждения взвеси и

конструктивных параметров рабочей части ячейки определяется по формуле:

ocp Vh

LtgLhV cos)1( , (5)

где L - рабочая длина ячейки, см; α - угол наклона ячейки, град;

oV - скорость осаждения частиц или гидравлическая крупность улавливаемых частиц в фильтрующем устройстве, см/с.

Для практических расчетов при h/L ≤ 0,01 значение cpV можно определить из выражения [2]

ocp Vh

LV cos . (6)

Скорость осаждения частиц принимается в зависимости от необходимой степени очистки жидкости. При заданной скорости осаждения частиц и принятых конструктивных параметрах ячейки L, B, h, hp, c и α производительность ячейки q определяется по формуле [2]

op

Vhh

BhLq)/1(

cos7210 4

. (7)

Количество ячеек (n) при производительности фильтрующего устройства (q) определяется как

qQn . (8)

Рабочая площадь фильтрующего устройства по сечению потока

.onFF (9)

Минимальная длина решетки (Lmin, см) (переходная зона) равна:

,

;min

pp

e

ep

hVR

RkhL

, (10)

где Re - число Рейнольдса; k - коэффициент, учитывающий конструкцию решетки, равен 0,06; γ - кинематический коэффициент вязкости, см2/с.


184

Сечение отверстий в общем сливном канале 5 (рис. 1) рассчитывается из условий истечения жидкости через отверстия в тонкой стенке:

,2 eghzQf

(11)

где f - площадь одного отверстия, м2 Q - производительность фильтрующего устройства, м3/с; µ - коэффициент расхода;

eh - уровень жидкости над центром отверстия (5 - 10 см); g - ускорение свободного падения, м/с2.

Количество отверстий в каналах следует принимать в 2…2,5 раза больше количества рабочих ячеек.

Опытный образец фильтрующего устройства гравитационного типа был изготовлен на Горловском рудоремонтном заводе ОАО «Донбассуглеремонт» по ТУ 12 УССР 24111 - 87 и подвергнут приемочным испытаниям по специальной методике и программе.

В качестве исследуемой жидкости была использована водомасляная эмульсия - 3% раствор присадки АКВОЛ-3. В качестве загрязнителя - «маршолит» с дисперсностью 5…50 мкм. Испытания производились с использованием насосной станции СНУ-6. Рабочая жидкость замешивалась в отдельном баке емкостью 700 литров до содержания примеси 0,1685%.

Были отобраны пробы в количестве 1 л каждая: первая - загрязненная жидкость до фильтрации; вторая - очищенная жидкость через 3 минуты работы фильтрующего устройства; третья - очищенная жидкость через 10 минут работы фильтрующего устройства.

Анализ проб, проведенный в лаборатории ДонСНУ «Теплоэнергоавтоматика» (г.Донецк), показал следующие результаты (табл. 2) Таблица 2. Результаты анализа проб

Номер пробы Процент загрязнения Коэффициент фильтрации

1-я 0,1685 -

2-я 0,0356 4,733

3-я 0,0219 7,694

Выводы Предложенная методика определения параметров была использована при

изготовлении опытного образца. Шахтные приемочные испытания подтвердили работоспособность

фильтрующего устройства и достаточный коэффициент фильтрации жидкости (за 7 минут работы фильтрующего устройства коэффициент фильтрации изменился с 4,733 до 7,694). Фильтрующее устройство рекомендовано для промышленного


185

использования. Опытный образец фильтрующего устройства был передан ТЭК «Донецкуголь» для использования по назначению.

Фильтрующее устройство может быть также использовано для населения при очистке водопроводной воды от механических примесей.

Список литературы: 1. Семик П.Е., Скляров Н.А., Панчеха Ю.С. Пути увеличения долговечности

стоек крепи 1М-88. - К.: Уголь Украины, 1984, №7. – С. 24-25. ISSN 0041-5804. 2. Казимиренко Н.В. К вопросу теоретического обоснования конструкций

малогабаритных наклонных отстойников. - Научн. труды (Пермский НИИ угольный институт). Вып. ХV1. - М.:1983.

3. Тарг С.М. Основные задачи теории ламинарного трения. - М.: Издательство технической и теоретической литературы, 1951. – 420 с.

4. Полькин С.И., Адамов Э.В. Обогащение руд цветных и редких металлов. - М.:Недра, 1975. – 132 с.

5. Скляров Н.А. и др. Исследование и выбор параметров фильтра типа «Зигзаг» для очистки рабочей жидкости горных машин. - Донецк: ДонНТУ, Наукові праці Донецького національного технічного університету. Серія «Гірничо-електромеханічна». Вип. 101, 2005. – С. 122 – 132. ISSN 2073-7920.

6. Белянин П.Н., Черненко Ж.С. Авиационные фильтры и очистители гидравлических систем. - М.: Машиностроение, 1964. – 296 с.

7. Белянин П.Н. Центробежная очистка рабочих жидкостей авиационных гидросистем. - М.: Машиностроение, 1976. – 328 с.

8. Коваленко В.П., Ильинский А.А. Основы техники очистки жидкости от механических загрязнений. - М.: Химия, 1982. – 272 с.

9. Коваль П.В. Гидравлика и гидропривод горных машин. – М.: Машиностроение, 1979. – 318 с.

10. Преображенский А.А. Исследование системы фильтрации рабочей жидкости гидропривода механизированной крепи. Автореф. дисс. канд.техн.наук. - Тула, 1975. – 15с.

11. Скобеев И.К. Фильтрующие материалы. - М.: Недра, 1978. – 200 с. Надійшла до редколегії 25.12.2014. N. Sklyarov, M. Chaforostov , Е. Matlak, О. Lichatskaya SELECTION AND JUSTIFICATION OF THE FILTER PARAMETERS DEVICE GRAVITY Shows the structure of the filtering device gravity, described the principle and method of determination of its basic parameters, the results of acceptance tests. Keywords: a filtering device parameters, gravity, quartz and pyrite particles, laminar and turbulent flow М.А. Скляров, М.М. Шафоростова, Є.С. Матлак, О.А. Лихацька ВИБІР І ОБГРУТОВАННЯ ПАРАМЕТРІВФИЛЬТРУЮЧОГО ПРИСТРОЮ ГРАВІТАЦІЙНОГО ТИПУ Представлено конструкцію фільтруючого пристрою гравітаційного типу, викладено принцип роботи та методика визначення основних її параметрів, наведено результати приймальних випробувань. Ключові слова: фільтруючий пристрій, параметри, гравітаційний, кварцові і піритні частинки, ламінарний і турбулентний потік.


© Cкляров Н.А., Ефимов В.Г., Лихацкая О.А.; 2014 186

УДК 66.067 Н.А. Скляров, канд. техн. наук, доц.,

В.Г. Ефимов канд. техн. наук, доц., О.А. Лихацкая Донецкий национальный технический университет

Тел./Факс: (062) 3078049, E-mail: [email protected]

ПРИМЕНЕНИЕ ГИДРОЦИКЛОНОВ ДЛЯ ОЧИСТКИ РАБОЧЕЙ ЖИДКОСТИ В ГИДРОСИСТЕМАХ УГЛЕДОБЫВАЮЩИХ КОМПЛЕКСОВ

Изложен анализ состава и твердости загрязняющих примесей, находящихся в

рабочей жидкости, представлены схема и конструктивные параметры гидроциклона, а также схема стенда для исследования системы фильтрации с применением гидро-циклонов. Приведены выводы. Ключевые слова: гидроциклон, рабочая жидкость, очистка, гидросистема, абразив-ный износ, стенд.

Введение Рабочая жидкость гидросистем механизированных крепей угледобывющих ком-

плексов в шахтных условиях подвержена загрязнению твердыми частицами кварца, пи-рита, угля и других минералов с поверхностной микротвердостью до 8…10 кН/мм2. Это вызывает абразивный износ поверхностей гидроэлементов, которые имеют значительно меньшую микротвердость ( до 2,6…2,8 кН/мм2).Взятием проб и проведенным анализом установлено, что в одном литре рабочей жидкости (водомасляная эмульсия) содержит-ся 26,91 тыс. кварцевых и 4,9 тыс. пиритных частиц размером до от 0,1 до 2,0мм [1].

На рис. 1 показан абразивный износ рабочей поверхности запорного элемента предохранительного клапана ЭКП гидравлической стойки механизированной крепи 1М88. Для очистки рабочей жидкости разработано большое количество типов всевоз-можных фильтров: пластинчатые (тонкость фильтрации 200 мкм); магнитосетчатые (тонкость фильтрации магнитных частиц 5-10 мкм, не магнитных – 60-89 мкм ); сетча-тые ( тонкость фильтрации 15…50 мкм) и др.

Рис. 1. Абразивный износ поверхности запорного элемента предохранительного клапана гидростойки ЭКП



187

Анализ исследований и публикаций Применение пластинчатых и сетчатых фильтров в системах фильтрации насос-

ных станций механизированных крепей малоэффективно – фильтры быстро засоряются и выходят из строя. В нефтеперерабатывающей, металлургической и ряде других от-раслей промышленности находят широкое применение такое оборудование как гидро-циклоны. Если говорить проще, то гидроциклон это своего рода сепаратор, который выполняет работу при помощи действия центробежных сил. Вопросом совершенство-вания оборудования для очистки жидкости, в том числе и с помощью гидроциклонов, занималось много ученых, конструкторов и технологов, таких как Семик П.Е., Панчеха Ю.С., Скляров Н.А., Казимиренко Н.В., Коваленко В.П., Ильинский А.А., Поваров А.И., Богданов О.С, Коваль П.В.[1 - 5] и другие.

Целью исследований является разработка конструкции гидроциклона, обеспе-

чивающего высокое значение коэффициента полноты фильтрации (не ниже 0,9) и обоснование его основных параметров.

Постановка задач исследований Поставленная цель решается выполнением следующих локальных задач: анализ

состава и микротвердости загрязняющих примесей рабочей жидкости; анализ тонкости фильтрации жидкости различными типами фильтров; разработка конструкции предла-гаемого гидроциклона и установление основных параметров; разработка методики оп-ределения полноты фильтрации рабочей жидкости; разработка стенда для исследования системы фильтрации с применением гидроциклонов; определение коэффициентов пол-ноты фильтрации гидроциклонов различных исполнений; подготовка выводов и реко-мендаций.

Изложение материала и результаты Гидросистемы насосных станций механизированных крепей, очистных комбай-

нов и другого оборудования содержат подпиточный насос низкого давления (до 0,3 МПа), связанный с насосом высокого давления через блок фильтров. Для очистки ра-бочей жидкости до настоящего времени гидроциклоны в таких условиях не применя-лись. Для изучения возможности их использования в качестве фильтра рабочей жидко-сти гидросистем угледобывающих комплексов (водная эмульсия на основе присадки «Аквол-3» в количестве 3%), были проведены специальные исследования.

Загрязнителем рабочей жидкости служила кварцевая пыль, гранулометрический состав которой приведен в табл.1, и кварцевый песок с частицами размером 100 – 200 мкм. Средняя плотность кварца 2,65 г/см3, уровень загрязнения рабочей жидкости 0,2% по массе. На рис.2 представлены схема и конструктивные параметры гидроциклона, а в табл.2 - их фактические значения. Принципиальная схема стенда для испытания гидро-циклонов, показана на рис. 3.

Таблица 1. Гранулометрический состав кварцевой пыли

Размер частиц,

мкм 0-4 4-6,3 6,3-10 10-16 16-25 25-40 Более

40

Масса фракции,

% 19,8 11,2 11,2 12,4 13,8 29,4 2,2


188

Рис. 2. Конструкция гидроциклона

В качестве подпиточного – применялся насос НШ-125, в качестве насоса высо-

кого давления – насос АНУ 160 - 55. Расход жидкости составлял 100 дм3/мин. Коэффициент полноты фильтрации Кп.ф определялся как отношение разности

масс загрязнителя в единице объема проб до и после гидроциклона ( в соответствии с ГОСТ 6379-83) к массе загрязнителя в пробе, отобранной до гидроциклона

,1

21. М

ММК фп

где М1, М2 – масса загрязнителя в 1 литре рабочей жидкости до и после гидроциклона. Установлено, что с уменьшением параметров степень фильтрации рабочей жид-

кости повышается и поток разделяется по более мелкому граничному зерну. Для гид-роциклонов Ц1-1, Ц1-2, Ц2-2 и Ц2-4 размер граничного зерна приблизительно 200 мкм, т.е. частицы более 200 мкм отделяются и уходят с грязевым потоком, а менее 200 мкм уносятся осветленным потоком.

Таблица 2. Параметры гидроциклона

Параметры Кодовое обозначение гидроциклона d1 d2 d3 d4 D R1 R2 R3 α, град.

Ц1 12 17 4 22 50 55 70 130 20 Ц2 11,8 18 3 21 36 45 45 210 9 Ц3 1,8 3,8 2,5 5,5 10 10 10 63 7,2


189

Рис. 3. Стенд для исследования системы фильтрации с применением гидроци-

клонов: 1 – бак с загрязнителем; 2 – подпиточный насос НШ-125 низкого давления; 3, 13, 17 –вентили; 4,9 –пробоотборники; 6,8,16 – манометры; 5 – подводящая магистраль; 7 – ма-гистраль осветленного потока;10 – насос высокого давления АНУ 160-55; 11 – расхо-домер; 12 – дроссель; 14 – блок гидроциклонов (параллельно включенных); 15 – маги-страль грязевого потока

Для гидроциклонов Ц3–64 граничное зерно составляет 15 мкм, а для гидроци-клона Ц3-96 его значение возрастает до 20 мкм. С уменьшением параметров d1 и D снижается и расход рабочей жидкости через гидроциклон. Чтобы обеспечить необхо-димый расход рабочей жидкости, гидроциклоны малых размеров (микроциклоны) объ-единяют в систему параллельно включенных гидроциклонов (мультициклонов). Опти-мальное количество таких микроциклонов – 60 – 70.

Предварительными исследованиями установлено, что гидроциклоны Ц1-1, Ц2-2 не работоспособны. Грязевой поток отсутствовал, поэтому коэффициент полноты фильтрации определяли для гидроциклонов отдельных групп при расходе грязевого потока 3 дм3/мин. Средние значения полученных коэффициентов фильтрации пред-ставлены в табл. 3.

Таблица 3. Средние значения коэффициентов фильтрации.

Коэффициент полноты фильтрации эмульсии с частицами кварца, мкм

Кодовое обозначе-ние гидроциклона

Число параллельно включенных гидро-

циклонов 0 - 40 100 - 200 Ц 1-2 2 0,06 0,40

Ц2-4 4 0,05 0,30

Ц3-64 64 0,46 0,98 Ц3-96 96 0,28 0,96


190

Выводы Гидроциклоны могут работать в системе подпиточный насос – насос высокого

давления для очистки водомасляных эмульсий типа с присадкой «Аквол-3» от загряз-няющих примесей в условиях противодавления жидкости по магистрали осветленного потока. Более высокие значения коэффициента полноты фильтрации, обеспечивает блок микроциклонов (мультициклон) Ц3-64, перспективным может быть применение мультициклонов, состоящих из микроциклонов диаметром около 10 мм (65-75 штук для расхода жидкости 100 дм3/мин.). Эффективность очистки рабочей жидкости от час-тиц пирита (плотность 5,1 г/см3) – выше, а от частиц угля (плотность 1,6 г/см3) - ниже, чем от частиц кварца.

Эффективность очистки можно повысить уменьшением диаметров гидроцикло-нов, входного и выходного отверстий, увеличением расхода жидкости через них и свя-занного с этим перепада давления на гидроциклоне. Блок гидроциклонов в перспек-тивном варианте по сравнению с гидробаком с фильтрующим устройством гравитаци-онного типа [2] имеет меньшие размеры для тех же расходов рабочей жидкости.

Чтобы успешно применять гидроциклоны в качестве фильтрующего средства, должен быть решен вопрос отделения твердой фазы загрязняющих примесей из грязе-вого потока, чтобы использовать его для дальнейшей работы гидросистемы. Для этого можно применять фильтр гравитационного типа.

Список литературы: 1. Семик П.Е, Скляров Н.А., Панчеха Ю.С. Пути увеличения долговечности сто-

ек крепи 1М-88. – К.: Уголь Украины, 1984, №7, с. 24 – 25. 2. Казимиренко Н.В. К вопросу теоретического обоснования конструкций мало-

габаритных наклонных отстойников. – Научные труды (Пермский НИИ угольный ин-ститут. Вып.ХV1). 1983.

3. Коваленко В.П., Ильинский А.А. Основы техники очистки жидкости от меха-нических загрязнений . – М.: Химия, 1982. – 272 с.

4. Поваров А.И.Гидроциклоны для обогатительных фабрик. – М.: Недра,1978.–232 с.

5. Справочник по обогащению руд в 3-х т. под. ред.Богданова О.С. – И.: Недра, 1972. – 448 с.


N. Sklyarov, V. Efimov, О. Lihatskaya APPLICATION OF HYDROCLONES FOR PURIFICATION OF WORKING LIQUID IN HYDRAULIC SYSTEMS OF COAL MINING COMPLEXES

The analysis of structure and hardness of the polluting impurity which are in working liquid is stated, the scheme and design data of a hydro clone, and also the scheme of the stand for research of system of a filtra-tion with application of hydro clones are submitted. Conclusions are given. Keywords: hydro clone, working liquid, cleaning, hydraulic system, stand

М.А. Скляров, В.Г. Єфімов, О.А. Лихацька ВИКОРИСТАННЯ ГІДРОЦИКЛОНІВ ДЛЯ ОЧИЩЕННЯ РОБОЧОЇ РІДИНИ В ГІДРОСИСТЕМАХ ВУГЛЕДОБУВНИХ КОМПЛЕКСІВ

Викладено аналіз складу та твердості забруднюючих домішок, що знаходяться в робочій рідині, представлені схема і конструктивні параметри гідроциклона, а також схема стенду для дослідження системи фільтрації із застосуванням гідроциклонів. Наведено висновки. Ключові слова: гідроциклон, робоча рідина, очистка, гідросистема, стенд.


© А.В. Файзуллин, А.М. Файрушин, Д.В. Каретников, М.З. Зарипов, М.Р. Фаткуллин; 2014 191

УДК 621.791.16 А.В. Файзуллин, аспирант, А.М. Файрушин, канд. техн. наук, Д.В. Каретников, канд.

техн. наук, М.З. Зарипов, канд. техн. наук, М.Р. Фаткуллин, студент. Уфимский государственный нефтяной технический университет, Россия

Тел.: +79174103303; E-mail: [email protected]

РЕМОНТ КОРПУСОВ НАСОСНЫХ АГРЕГАТОВ ИЗ СТАЛИ 20ХГСФЛ С ПРИМЕНЕНИЕМ СВАРОЧНЫХ ТЕХНОЛОГИЙ

Для изготовления корпусов машин и агрегатов (насосов, компрессоров,

гидравлических коробок и т.д.), используемых в нефтегазовой отрасли, широко применяется низколегированная литейная сталь феррито-перлитного класса марки 20ХГСФЛ. Одной из острых задач, касающихся повышения качества машин и агрегатов, является совершенствование технологии ремонта корпусов, изготовленных из литейных сталей. В данной работе с применением метода конечного элемента в программном комплексе ANSYS был произведен анализ напряженно-деформированного состояния в модели сварного соединения, имитирующего корпус машины, рассмотрена и реализована технология проведения ремонта с применением ультразвуковой обработки шва и сопутствующего охлаждения, выполнены исследования механических свойств, микро- и макроструктуры. Ключевые слова. Ремонт корпусов машин, сварка литейных сталей, оценка напряженно-деформированного состояния, сварочные напряжения, механические свойства, сварное соединение, ультразвуковая обработка.

1. Введение В настоящее время одной из наиболее важных проблем в развитии нефтяного

машиностроения являются повышение работоспособности машин и аппаратов, а также экономия материальных, энергетических и трудовых ресурсов.

Одной из острых задач, касающихся повышения качества ремонта машин и агрегатов, является совершенствование технологии ремонта с применением ручной электродуговой сварки. Электродуговая сварка и наплавка на сегодняшний день является практически единственным применимым способом, используемым при ремонте нефтегазопромыслового оболочкового оборудования, машин и агрегатов [1].

Термодеформационные процессы и фазовые превращения, происходящие в сварном соединении, являются причиной возникновения значительных остаточных напряжений, которые приводят к искажению формы сварных конструкций, потере прочности, снижению коррозионной стойкости металла, что негативно сказывается на работоспособности оборудования. Особенно ярко это проявляется при ремонте толстостенного оборудования, свыше 30 мм.

На текущий момент для ремонта корпусов машин, агрегатов, гидравлических коробок из среднеуглеродистой стали 20ХГСФЛ используется традиционная технология ремонта с применением ручной дуговой сварки электродами типа Э50А, Э60 марки УОНИ 13/55, УОНИ 13/65 с сопутствующим подогревом дефектного участка и последующим высокотемпературным отпуском. Как показывает практика, данная технология ремонта дефектного участка имеет низкую производительность, сложность ведения процесса термической обработки, что часто приводит к возникновению трещин как в сварном шве,



192

так и в зоне термического влияния. После ремонта корпуса сварные соединения довольно быстро выходят из строя, трещины по зоне сплавления с основным металлом появлялись в первые месяцы после ремонта (рисунок 1).

Рис. 1. Трещина в околошовной зоне сварного соединения после ремонта корпуса насоса

Анализируя работоспособность оборудования до и после проведения ремонта, можно предположить, что одной из основных причин преждевременных разрушений сварных конструкций из сталей марки 20ХГСФЛ после ремонта является высокий уровень остаточных сварочных напряжений в металле сварного соединения, фазовые изменения и низкая эффективность существующей технологии снятия напряжений термической обработкой. Применение же операций подогрева перед сваркой способствует росту участка перегрева в околошовной зоне и соответственно охрупчиванию данного металла, что дополнительно может являться причиной хрупкого разрушения металла по зоне термического влияния (рисунок 1) [2].

Задача определения остаточных сварочных деформаций и напряжений в стыковом соединении из стали марки 20ХГСФЛ была решена численным моделированием с применением метода конечных элементов.

Модель для численного исследования принимали соответствующую реальным конструкциям. Форма выборки дефектов корпуса для последующей заварки (рисунок 2) была выбрана в соответствии с инструкцией по ремонту корпусов машин.

Первоначально был выполнен тепловой, а затем конструкционный анализ поведения материала образца при остывании сварного шва с температуры окончания сварки. Элемент модели для численных исследований соответствовал среднелегированной стали 20ХГСФЛ. Размеры модели принимались равными: ширина – 130, длина – 150, толщина – 35 мм. Металл сварного шва был принят по свойствам, аналогичным основному металлу.

Рис. 2. Размерная модель образца

Трещина в околошовной зоне


193

На стадии теплового анализа выполнялось моделирование охлаждения сварного шва и определение изменения температуры по объему образца. При построении конечно-элементной сетки геометрической модели был использован изопараметрический линейный восьмиузловой конечный элемент (рисунок 3).

Рис. 3. Конечно-элементная модель четверти заваренного образца

При моделировании процесса остывания сварного шва предполагалось, что

теплопередача в окружающую среду осуществлялась за счет конвективного теплообмена поверхности шва и образца с воздухом.

Начальная температура сварного шва была задана равной 1600С, температура окружающей среды - 20С.

В результате температурного анализа были получены распределения температуры по всей модели, изменения температурных полей в ходе остывания сварного шва.

Так как толщина металла имеет значительные размеры, то в зоне термического влияния формируется достаточно объемная прослойка металла, склонная к росту зерна в результате перегрева при температурах выше 900С.

При конструкционном анализе изменения температурных полей, полученные в результате температурного анализа, были приложены к модели как нагрузка. В результате расчетов выявили распределение эквивалентных напряжений при моделировании заварки трещины в образце из стали 20ХГСФЛ (рисунок 4).

Рис. 4. Распределение эквивалентных напряжений, МПа

Данное исследование показало, что наибольшая концентрация напряжений и деформаций возникает в зоне сварного шва и зоне сплавления. Учитывая изменение свойств металла зоны термического влияния, остаточные сварочные напряжения могут привести к искажению формы конструкции в случае её недостаточной жесткости и


194

преждевременному разрушению при его эксплуатации. Также сварочные напряжения оказывают негативное влияние на коррозионную стойкость сварных соединений [3].

Исходя из полученных данных, необходима такая технология сварки, при которой с одной стороны ЗТВ будет минимальной, а с другой остаточные напряжения в ЗТВ будут меньше предела текучести основного металла. Предлагаемая нами технология сварки заключается в использовании ультразвуковой обработки и сопутствующего охлаждения во время сварки, представленная на рисунке 5. Сопутствующее охлаждение в процессе сварки создаст закалочные структуры в сварном шве, а также позволит значительно снизить зону термического влияния и исключить рост зоны перегрева. Последующий слой с ультразвуковой обработкой металла шва будет служить отжигающим валиком для предыдущего, при этом за счет использования обработки ультразвуком будет иметь повышенную пластичность и меньший уровень внутренних напряжений [4].

Рис. 5. Технология сварки с применением сопутствующего охлаждения и

ультразвуковой обработки Для подтверждения предложенной технологии была произведена реальная

заварка образца. На образце из стали 20ХГСФЛ выполняли паз, имитирующий ремонт дефектного участка (рисунок 6). Первый образец был заварен по существующей технологии, с подогревом и последующей термообработкой, второй по предлагаемой нами схеме. Сварка производилась на постоянном токе обратной полярности, электродами марки УОНИ 13/55. Ультразвуковая обработка шва производилась с помощью комплекса «Шмель», охлаждение сварного шва производилось путем подачи распыленной струи воды со стороны корневого шва.

а)

б) в)

а – схема подготовки образа; б – образец перед заваркой; в) заваренный образец Рис. 6. Образцы для проведения экспериментов


195

Для определения ширины зоны термического влияния были проведены исследования макроструктуры согласно РД 24.200.04-90 «Швы сварных соединений. Металлографический метод контроля основного металла и сварных соединений химнефтеаппаратуры».

а б Рис. 7. Макроструктура сварного соединения стали 20ХГСФЛ:

а) без сопутствующей обработки; б) с УЗО и сопутствующим охлаждением ЗТВ сварного шва выполненного без обработки (рис. 7, а) больше чем ЗТВ

сварного шва выполненного с УЗО и сопутствующим охлаждением (рис. 7, б). Соответственно сварной шов выполненный с применением УЗО и сопутствующим охлаждением имеет меньшую склонность к образованию холодных трещин.

С целью определения микротвердости сварного соединения были проведены ряд замеров перпендикулярно оси шва. Измерения микротвердости производились микротвердомером ПМТ-3. Видно, что ЗТВ сварного соединения с УЗО и сопутствующим охлаждением (рис. 8) во время сварки меньше, чем ЗТВ без обработки (рис. 9). Следовательно, вероятность образования холодных трещин в таких соединениях меньше из-за меньшей протяженности хрупкой прослойки.

Рис. 8. Твердость перпендикулярно оси шва выполненного с УЗК и сопутствующим охлаждением


196

Рис. 9. Твердость перпендикулярно оси сварного шва выполненного без сопутствующей обработки

Для того, чтобы понять как влияет предложенная технология сварки на

величину зерна была исследована микроструктура сварного соединения. Для этого контролируемая поверхность сварного шва для определения микроструктуры после травления для определения макроструктуры была подвергнута обработке шлифовальным кругом на плоскошлифовальном станке с обязательным охлаждением эмульсией. Травление микрошлифа производилось химическим способом в реактиве до четкого выявления микроструктуры металла шва, зоны термического влияния и основного металла. Выявление микроструктуры химическим осуществлялось методом протирки контролируемой поверхности ватным тампоном, пропитанным реактивом. В качестве реактива использовался 4% раствор пикриновой кислоты в этиловом спирте [5].

а б в

Рис. 10. Микроструктура стали 20ХГСФЛ: а) участок основного металла; б) участок шва при сварке с применением УЗО и

сопутствующего охлаждения; в) участок шва при сварке с последующей термообработкой

Очевидно, что величина зерна сварного соединения, подвергнутого УЗО и

сопутствующему охлаждению (рис. 10, б), значительно меньше, чем величина зерна основного металла (рис. 10, а) и меньше, чем при сварке с последующей термообработкой (рис. 10, в) что свидетельствует о более лучших механических свойствах.


197

2. Заключение Таким образом, предложенная нами технология сварки, которая заключается в

комбинировании сопутствующего охлаждения и ультразвуковой обработки сварного шва позволяет значительно повысить производительность ремонтных работ, улучшить механические свойства сварного соединения за счет снижения размера зоны термического влияния.

Список литературы: 1. Карпов А.Л. Совершенствование технологии изготовления конструктивных

элементов аппаратов из стали 09Г2С с применением локальной виброобработки. Диссертации по теме « Машины, агрегаты и процессы (по отраслям)», 2007. 4 стр.

2. Технологическая инструкция по ручной электродуговой сварке изделий из малоуглеродистых закаливающихся сталей типа 15Х5М с сопутствующим охлаждением без термической обработки / А.В. Бакиев [и др.]. Уфа: ВНИИПТхимнефтеаппаратуры, 1982. С. 26.

3. Файзуллин А.В., Файрушин А.М., Каретников Д.В., Фаткуллин М.Р. Ремонт корпусов насосных агрегатов из стали 20ХГСФЛ с применением сварочных технологий // Электронный научный журнал «Нефтегазовое дело». 2014. №1. С.345-361.

4. Эльдарханов А.С. Процессы кристаллизации в поле упругих волн. М.: СП Интербук, 1996. 256 с.

5. РД 24.200.04-90. «Швы сварных соединений. Металлографический метод контроля основного металла и сварных соединений химнефтеаппаратуры». Надійшла до редколегії 23.12.2014. A.V. Faizullin, A.M. Fairushin, D.V. Karetnikov, M.Z. Zaripov, M.R. Fatkullin REPAIR OF 20CrMnSiVaL STEEL PUMPING UNITS WITH THE USE OF WELDING TECHNOLOGIES

Low-alloy cast steel are widely used 20CrMnSiVaL for tanks, machines and devices (pumps, compressors, hydraulic boxes and other) are used in the oil and gas industry. One of the main problem of improving the quality of machines is improving technology hull repair. The housings are made of cast steel using electric arc welding. We used the finite element method in the program ANSYS. We did an analysis of stress-strain state in the model of the welded joint. This model simulates the machine body. We have considered and implemented the technology of repair by welding and different types of treat-ment. We conducted a comparative study of the mechanical properties. Key words. Hull repair machines, welding steel foundries, evaluation of the stress-strain state, welding stresses, mechanical properties, weld, ultrasonic treatment А.В. Файзуллин, А.М. Файрушин, Д.В. Каретников, М.З. Заріпов, М.Р. Фаткуллин РЕМОНТ КОРПУСІВ НАСОСНЫХ АГРЕГАТIВ ІЗ СТАЛІ 20ХГСФЛ З ВИКОРИСТАННЯМ ЗВАРЮВАЛЬНИХ ТЕХНОЛОГІЙ

Для виготовлення корпусів машин і агрегатів (насосів, компресорів, гідравлічних коробок і т.д.), що використовуються в нафтогазовій галузі, широко застосовується низьколегована ливарна сталь ферито-перлітного класу марки 20ХГСФЛ. Одним з гострих завдань, що стосуються підвищення якості машин і агрегатів, є вдосконалення технології ремонту корпусів, виготовлених з ливарних сталей. У даній роботі із застосуванням методу кінцевого елемента в програмному комплексі ANSYS був проведений аналіз напружено-деформованого стану в моделі зварного з'єднання, що імітує корпус машини, розглянута і реалізована технологія проведення ремонту з застосуванням ультразвукової обробки шва і супутнього охолодження, виконані дослідження механічних властивостей, мікро- і макроструктури. Ключові слова. Ремонт корпусів машин, зварювання ливарних сталей, оцінка напружено-деформованого стану, зварювальні напруги, механічні властивості, зварене з'єднання, ультразвукова обробка.


© Настасенко В.А.; 2014 198

УДК 621.979.06 В.А. Настасенко, канд. техн. наук, проф.

Херсонская государственная морская академия, Украина Тел./Факс: +38 (050) 8079199; E-mail: [email protected]

ЭЛЕКТРОЭНЕРГЕТИЧЕСКАЯ МАШИНА

С МЫШЕЧНЫМ ПРИВОДОМ

Работа относится к области малых автономных энергетических машин и тре-нажеров. Проведен анализ известных энергетических машин с мышечным приводом и тренажеров, показаны их достоинства и недостатки и предложены новые комбини-рованные конструкции, устраняющие найденные недостатки. Показана предпочти-тельная сфера их применения – в тренажерных залах и в домашних условиях на садо-вых участках при отсутствии на них электрической энергии. Совокупность приведен-ных данных и разработанная технология изготовления предлагаемых машин позволяет организовать их промышленное производство и рекомендовать к широкому примене-нию. Ключевые слова: тренажеры и энергетические машины с мышечным приводом.

Введение Работа имеет изобретательский уровень и относится к сфере удовлетворения

жизненных потребностей человека, в частности – к индивидуальным средствам для вы-работки электрического тока и спортивным тренажерам.

В настоящее время во всех ведущих странах мира большое внимание уделяется экономии потребления электрической энергии населением. Решение данной проблемы возможно для домовладельцев путем приобретения и установки на домах и на приле-гающих к ним земельных участках весьма дорогих солнечных и ветровых электроэнер-гетических систем. Однако для большинства населения, проживающих индивидуально в квартирах многоэтажных домов, такое решение невозможно за счет отсутствия необ-ходимых для этого площадей и технических условий, а в ряде случаев – личных денеж-ных средств.

Поэтому необходима разработка других видов недорогих компактных и доступ-ных широким слоям городского и сельского населения электроэнергетических машин индивидуального пользования, что выполнено в данной работе.

Анализ состояния проблемы и возможных путей ее решения В настоящее время известны велотренажеры и созданные на их базе электроэнер-

гетические машины индивидуального и коллективного пользования, состоящие из ве-лосипеда, колесо которого вращает электрогенератор от педального привода, приводи-мого в движение человеком. Недостатком данной системы является малая мощность, поскольку в работе участвуют только ноги человека, а 80% его веса распределено на сиденье.

Известно также устройство для тренировки гребцов – тренажер, содержащий смонтированную на колесах раму, неподвижно закрепленные к ней стойки, на которые подвижно установлена спинка поясничного упора, подвижное сиденье, подвижные упоры для рук с рукоятками для ног, а рукоятки упоров для рук установлены на концах стоек, жестко закрепленных к тележке, перемещающейся по направляющим, располо-женным под направляющими для подвижного упора для ног [1].



199

Недостатком данной конструкции тренажера является отсутствие возможности преобразования энергии движимого человеком сиденья в электрическую энергию.

Целью данной работы является устранение указанных недостатков путем вы-полнения электроэнергетической машины с мышечным приводом, Ее научную новизну составляет технико-экономическая разработка высокоэффективных машин, приме-няемых в экстремальных условиях, связанных с отключением или отсутствием элек-трического тока. Практическая значимость работы заключается в простоте их про-мышленного и индивидуального изготовления и использования, что существенно сни-жает их стоимость по сравнению с другими электроэнергетическими системами. До-полнительный эффект данной машины заключается в использовании ее, как тренажера для ног, рук, плечевого пояса и пресса человека.

Технико-экономическая разработка проекта Основные конструкции предлагаемых электроэнергетических машин [2] с мы-

шечным приводом и варианты их исполнений показаны на рисунках 1 и 2.

Рис. 1. Базовая схема мышечной электроэнергетической машины-тренажера и

варианты его исполнения с зубчатым (исполнение 2 и 3) цепным (исполнение 4) и кли-ноременным (исполнение 5) передаточными механизмами


200

Рис. 2. Усовершенствованная схема мышечной электроэнергетической машины-

тренажера В исполнении 1 показана электроэнергетическая машина, содержащая горизон-

тальную раму 1 с параллельно спаренными полозьями 2, на которой подвижно установ-лено пассажирское сиденье 3, закрепленное на остове 4 с парами опорных колес 5, за-крепленных на осях 6, введенных с возможностью свободного вращения в отверстия опор 7 с подшипниками. Опорные колеса имеют возможность свободного вращения в полозьях рамы при возвратно-поступательном движении остова с пассажирским си-деньем, а оси этих колес кинематически связаны с валами роторов генераторов элек-трического тока, статоры которых закреплены на поперечинах остова пассажирского сиденья.

Для накопления выработанного электрогенераторами электрического тока ис-пользованы аккумуляторы 8 и/или конденсаторы с устройством 9 для его разделения и выпрямления, имеющие возможность разрядки импульсами синусоидальной формы в заданном режиме частот, созданном инверторами 10 или другими электронными при-борами.

Машина снабжена стойками 11, на которых закреплена поперечина 12, служа-щая упором для толкания кресла ногами пассажира, а для увеличения энергетического потенциала машины и удобства возврата пассажирского сиденья в исходное положе-ние, на полозьях 2 установлены дополнительные стойки 13 с рукоятками 14, служащими опорами для толкания и подтягивания сиденья руками пассажира, а для улучшения ус-ловий работы пассажиров с различными антропологическими параметрами, дополни-тельные стойки 13 установлены с возможностью их смещения вдоль полозьев рамы и крепления винтами 15 и гайками 16, для чего у основания стоек выполнена перекладина 17 с прорезью 18.

Принцип работы предлагаемой машины отличается от предыдущего вводом до-полнительных стоек 13 с рукоятками 14 для толкания и/или подтягивания сиденья ру-ками пассажира, что не только увеличивает ее энергетический потенциал при прямом ходе сиденья с пассажиром, но и улучшает условия их возврата в исходное положение при обратном ходе.

В исполнении 2 кинематическая связь оси 6 опорных колес 5 и вала 19 ротора генератора 20, закрепленного на поперечинах 21, создана зубчатой передачей, которая имеет закрепленное на оси 6 ведущее зубчатое колесо 22, введенное в зацепление с за-крепленной на валу ротора ведомой шестерней 23.


201

В исполнении 3, для фиксации межосевого расстояния между осью 24 опорных колес и валом 19 ротора электрогенератора 20, они введены с возможностью свободно-го вращения в отверстия соединительной планки 24.

Для повышения частоты вращения вала 11 ротора электрогенератора, между ве-дущим зубчатым колесом 22 и ведомой шестерней 23, может быть установлен введен-ный с ними в зацепление блок спаренных зубчатых колес, или использован заменяю-щий их мультипликатор.

В исполнении 4 кинематическая связь оси опорных колес и вала ротора генера-тора электрического тока создана цепной передачей, которая имеет закрепленную на оси 6 ведущую звездочку 26, введенную адекватной ей цепью 27 в зацепление с ведо-мой звездочкой 28, закрепленной на валу 19 ротора. Для облегчения работы пассажира при обратном ходе сидения на этапе подтягивания его руками, звездочка может быть связана с обгонной муфтой, размыкающей ее связь с валом ротора и замыкающей при прямом ходе сиденья на этапе толкания его ногами. Цепи могут быть втулочно-роликовыми, зубчатыми пластинчатыми и др.

В исполнении 5 кинематическая связь оси 6 опорных колес и вала 19 ротора ге-нератора электрического тока создана клиноременной или зубчатой ременной переда-чей, которая имеет закрепленный на оси 6 ведущий шкив 29, введенный в зацепление клиновым ремнем 30 с ведомым шкивом 31, закрепленным на валу 19 ротора.

Для цепных и ременных передач возможен менее точный монтаж, чем для зуб-чатых передач, что является их существенным преимуществом.

Принцип работы машины заключается в следующем. За счет веса P пассажира с сиденьем 3, его остовом 4, четырьмя опорными колесами 5, двумя осями 6, двумя гене-раторами электрического тока 20, двумя ведущими зубчатыми колесами 22 и введен-ными с ними в зацепление двумя ведомыми шестернями 23 и соединительными план-ками 25, их перемещение ногами пассажира на расстояние l создает работу, которая преобразуется в энергию вращения роторов 19, а ей противодействует энергия электро-магнитного поля, создаваемого катушками статоров электрических генераторов 20, что ведет к выработке электрического тока, который далее преобразуется электронными устройствами 9 и накапливается в аккумуляторах 8 или в конденсаторах, с синхрониза-цией его на выходе инверторами 10 по частоте, амплитуде и другим параметрам. Силы трения качения осей 6 в подшипниках ведут к минимальным потерям работы движения сиденья с пассажиром, поэтому она на 98…97% переходит в полезную работу враще-ния ротора генератора. Ввод в зацепление промежуточных блоков сдвоенных зубчатых колес или мультипликатора увеличивает частоту оборотов ротора электрогенератора, что также повышает эффективность его работы.

Аналогична работа машины при замене зубчатых передач цепными, клиноре-менными, зубчатыми ременными и другими подобными передачами.

Принцип работы при применении обгонных муфт, отличается тем, что на этапе подтягивания пассажирского сиденья руками, они автоматически выводят из зацепле-ния, ведомые шестерни, или звездочки, или шкивы для клиновой и зубчатой ременных передач, что облегчает условия его работы.

Возможно также облегчение условий работы пассажира на этапе его подтягива-ния руками, путем автоматического отключения питания катушек для возбуждения

магнитного поля при этом направлении движения сиденья, вращения оси опорных ко-лес и кинематически связанных с нею роторов электрогенераторов, и автоматического их включения при противоположном направлении движения сиденья и вращения оси опорных колес.


202

На рис. 2 показан новый вариант электроэнергетической машины с мышечным приводом, в которой для увеличения ее энергетического потенциала, сидения 3 на ос-тове 32 установлены попарно, спинками друг к другу, а на раме 33 дополнительно ус-тановлены стойки 11 с поперечинами 12 для ног и стойки 13 с рукоятками 14 для рук пассажира. Аккумуляторы 8, выпрямители 9 и инверторы 10 могут быть размещены на остове 32, или вынесены за него. Разработаны также устройства, исключающие реверс ротора электрогенератора при прямом и обратном ходе сидений и вращении опорных колес с их осями, что повышает КПД электрической системы за счет исключения изме-нения направления движения электрического тока. В этом исполнении энергетический потенциал машины увеличивается не только за счет парной установки пассажирских сидений 3 спинками друг к другу и увеличения веса системы, но и за счет исключения ее обратного холостого хода (оба пассажира на этапах обратного хода сиденья по оче-реди отдыхают), что более, чем в 2 раза повышает показатели мощности системы. Уве-личение веса системы незначительно увеличит силы трения качения в подшипниках, поэтому работа механического движения уменьшится лишь на 2…3%, а общий КПД системы будет близким к КПД электрогенератора.

Для регулировки мощности электрогенератора в зависимости от физических воз-можностей пассажира, во всех этих вариантах исполнения предлагаемой машины, ка-тушки для возбуждения магнитного поля могут быть выполнены в парном количестве, с возможностью их подключения в комбинациях по 2, или по 3, или по 4, или по 6, или по 8, или по 12, или по 16, или по 24, и т.д., и их включением по выбору пассажира.

Основные технико-экономические показатели проекта Пример достигаемых энергетических возможностей предлагаемой машины рас-

смотрен для двух вариантов, показанных рис. 1 и 2. При одном кресле с пассажиром, их общая масса m в среднем составит 100 кг, а

прямой ход l при отталкивании ногами составит 0,5 м. Тогда работа A составит: A = g·m·l = 9,8·100·0,5 = 490 (Дж) или 0,49 кДж. (1) При КПД подшипников η = 0,98, энергетический потенциал составит: E = η·A = 0,98·0,49 = 0,48 (кДж). (2) При одном прямом движении сиденья за время t = 1 секунду и КПД преобразо-

вания в машине механической энергии в электрическую ηэ = 75%, ее теоретическая мощность Nт составит:

Nт = ηэE/t = 0,75·0,48/1 = 0,36 (кВт). (3) При холостом обратном ходе сиденья за счет размыкания зубчатого зацепления

обгонными муфтами и выполнении одного холостого хода за такое же время tх = 1 се-кунду, фактическая мощность Nф составит величину:

Nф = Nт/(t + tх) = 0,36/(1 + 1) = 0,18 (кВт). (4) Однако ограничителем мощности является физическая сила человека. При подъ-

еме его одной ногой по лестнице на 1 ступеньку (n = 1) высотой h = 0,15 м за время t = 1 с и его массе m = 80 кг, он развивает мощность Nч:

Nч = gmnh/t = 9,81·80·1·0,15/1 = 118 (Вт), или 0,118 кВт. (5) Таким образом, при работе пассажира сидя и двумя ногами, с учетом КПД сис-

темы η = 75%, его реальна мощность Nр составит величину: Nр = η2Nч = 0,7520,118 = 0,177 (кВт). (6) Эта величина мощности удовлетворяет фактической мощности Nф системы, од-

нако человек со средней физической подготовкой не сможет ее развивать длительное


203

время. Поэтому считаем, что через 20 с работы он 10 с будет отдыхать, что приведет к снижению мощности Nчр до 2/3 от исходной:

Nрч = 2/3·Nр = 0,670,177 = 0,12 (кВт). (7) Данной энергии достаточно для питания 10 экономичных лампочек по 12 Вт, за-

меняющих лампы накаливания мощностью 60 Вт, что решает проблему освещения при отключении электроэнергии одной комнаты двумя лампочками и накопления в аккуму-ляторах или конденсаторах до 90 Вт для питания других бытовых электроприборов в остальное время суток.

Полезная работа Ап за 1 час (или 3600 с) двойных движений сиденья в режиме 67%, составляет:

Ап = 0,1236000,67= 289 (кДж). (8) Обеспечивается выработка данной электроэнергии – энергией пищи. Работа Ап8

за время 4 часа в сутки (1/2 рабочей смены), составит величину: Ап8 = 4Ап = 4289 (кДж) = 1156 (кДж), или 4,191156 = 4844 кКал. (9) Это удовлетворяет нормам питания работников физического труда средней тя-

жести, составляющим 5000…6000 кКал/сутки. При работе двух пассажиров в двух креслах развернутых спинками друг к другу,

холостой ход будет исключен, что при прочих условиях работы, равных предыдущим, удвоит время активной работы электрогенератора и доведет общую выработку элек-трической энергии до 0,24 кВт/ч, однако дополнительным эффектом является то, что оба пассажира меньше устают, поскольку меньше работают руками.

Частота вращения ротора электрогенератора будет зависеть от частоты n враще-ния опорных колес и от передаточного отношения между ведущим зубчатым колесом и шестерней вала генератора. При диаметре опорных колес 150 мм или 0,15 м и ходе си-денья 0,5 м, за 1 секунду частота составит:

n = 0,5/(π·0,15·1) = 1,06 (с-1). (10) При 50 зубьях ведущего зубчатого колеса и 10 зубьях в шестерне вала ротора,

частота nр его вращения составит: nр = n·50/10= 5 (с-1) или 300 (мин-1). (11) Применение блока сдвоенных зубчатых колес позволяет повысить ее до 1500

мин-1, что приемлемо для эффективной работы электрогенератора. При выработке от 0,12 до 0,24 кВт электроэнергии в час, стоимостью С = 0,2

у.е. по "зеленому" тарифу, суточный экономический эффект Эс будет зависеть от количества часов работы машины, и при 4 часах составит:

Эс = (0,12…0,24)·4·0,2 ≈ 0,1…0,2 у.е. (12) При 250 днях работы или 1000 часах в год и стоимости предлагаемой

электроэнергетической машины с инвертором и аккумулятором в 100 у.е., годовой экономический эффект составит 25…50 у.е., поэтому срок ее окупаемости составит от 4 до 2 лет. Мощность 0,12 кВт развивают 1 м2 солнечных батарей, работающих только светлое время суток, в среднем 3000 часов в год и существенно зависящих от погодных условий, особенно в зимнее время, но их стоимость составляет ≈ 500 у.е, а массовое производство требует существенных инвестиций.

Однако более важным является эффект получения электрического тока при его отсутствии в момент отключений, а также на даче, на пикнике, в охотничьих домиках или в других отдаленных местах работы человека, экономический обсчет которого зависит от реальных конкретных условий.


204

Общие выводы по работе 1. Предлагаемые электроэнергетические машины значительно эффективнее всех

известных в данное время электрогенераторов мышечного типа, в т.ч. велосипедных. 2. Побочным полезным эффектом от применения предлагаемых машин является

возможность физического развития пассажира, а также возможность снижения его веса, что позволяет использовать машину, как тренажер.

3. Съемное сиденье и разборная рама предлагаемых электроэнергетических ма-шин обеспечат компактность их транспортировки и хранения.

4. Учитывая относительную простоту и невысокую стоимость предлагаемых машин имеется возможность развернуть их промышленное производство для дачного и квартирного исполнений.

Список литературы: 1. Патент на изобретение Российской Федерации № 2153909 МПК A63В69/06

Устройство для тренировки гребцов. Заявка № 99119678/12 от 10.09.1999. Автор изо-бретения. Луговой С.И.. //БИ № 18 от 10.08.2000.

2. Заявка на патент на изобретение Российской Федерации № 2014145292 от 18.11.2914. МПК A63В69/06 Электроэнергетическая машина с мышечным приводом и ее варианты Автор-заявитель Настасенко В.А. Надійшла до редколегії 26.12.2014. V.A. Nastasenko ELECTRO ENERGETIC MACHINE WITH MUSCLES DRIVE

Work behaves to the area of small autonomous power machines and trainers. The analysis of the known power machines with a muscles drive and trainers is conducted, their dignities and failings are rotined and the new combined constructions, removing these failings, are offered. The preferable sphere of their application is rotined - in trainer halls and in home terms on garden-plots in default of on them to electric energy. The aggre-gate of the conducted information and developed technology of making of the offered machines allows to organ-ize their industrial production and recommend to the wideuse. Keywords: trainers and power machines with a muscles drive. В.О. Настасенко ЕЛЕКТРОЕНЕРГЕТИЧНА МАШИНА З М'ЯЗОВИМ ПРИВОДОМ

Робота відноситься до області малих автономних енергетичних машин і тренажерів. Проведе-ний аналіз відомих енергетичних машин з м'язовим приводом і тренажерів, показані їх переваги та недо-ліки і запропоновані нові комбіновані конструкції, що усувають знайдені недоліки. Дзана переважна сфера їх застосування - в тренажерних залах і в домашніх умовах на садових ділянках за відсутності на них електричної енергії. Сукупність проведених даних і розроблена технологія виготовлення пропонова-них машин дозволяє організувати їх промислове виробництво і рекомендувати до широкого застосуван-ня. Ключові слова: тренажери і енергетичні машини з м'язовим приводом.


205

ЗМІСТ Азарова Н.В., Сидоров В.А., Цокур В.П. ВИБРАЦИОННЫЕ ИССЛЕДОВАНИЯ ПРОЦЕССА ШЛИФОВАНИЯ ТРУДНООБРАБАТЫВАЕМЫХ МАТЕРИАЛОВ ……………………………..........

3

Акопян М.Г. ВЛИЯНИЕ ВЯЗКОСТИ РАБОЧЕЙ СРЕДЫ НА ЭФФЕКТИВНОСТЬ УДАЛЕНИЕ ПРОДУКТОВ ЭРОЗИИ ПРИ ЭЛЕКТРОЭРОЗИОННОЙ ОБРАБОТКИ ………………………………..…………………….………………….

10

Аршакян А.Л. УЛЬТРАЗВУКОВАЯ ТЕХНОЛОГИЯ ФОРМИРОВАНИЯ СПЕЦИАЛЬНЫХ СТРУКТУР НА ХОНИНГОВАННЫХ ПОВЕРХНОСТЯХ …………………….....

18

Астащенко В.И., Швеёв А.И., Швеёва Т.В., Родькин А.М., Швеёв И.А. ПРОГНОЗИРОВАНИЕ ДОЛГОВЕЧНОСТИ ЦЕМЕНТОВАННЫХ ЗУБЧАТЫХ ДЕТАЛЕЙ ПО УСОВЕРШЕНСТВОВАННЫМ МЕТАЛЛОГРАФИЧЕСКИМ КРИТЕРИЯМ ………………………………………

26

Байков А.В., Полтавец В.В., Добровольский Г.И. ПОГРЕШНОСТЬ МАТЕМАТИЧЕСКОГО ОПИСАНИЯ РАЗНОВЫСОТНОСТИ АКТИВНЫХ ЗЕРЕН … АЛМАЗНОГО ШЛИФОВАЛЬНОГО ИНСТРУМЕНТА…………………………..

35

Богуславский В.А., Ивченко Т.Г., Польченко В.В., Кондрашов М.В. ВЛИЯНИЕ СОТС НА СЕБЕСТОИМОСТЬ ОПЕРАЦІЙ СВЕРЛЕНИЯ НЕРЖАВЕЮЩИХ СТАЛЕЙ …………………………………...

41

Братан С.М., Богуцкий В.Б., Бузько А.Л. АНАЛИЗ И СРАВНИТЕЛЬНАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА МЕТОДОВ ПОДГОТОВКИ ПРЕЦИЗИОННЫХ ПОВЕРХНОСТЕЙ МАЛЫХ ЦИЛИНДРИЧЕСКИХ СОПРЯЖЕНИЙ К СБОРКЕ ………………………..

47

Баласанян Б.С., Баласанян А.Б., Гаспарян П.Ю. МЕТОДИКА РАЗВИТИЯ ПРАКТИЧЕСКИХ НАВЫКОВ СТУДЕНТОВ ДЛЯ ПРОВЕДЕНИЯ НАУЧНЫХ ЭКСПЕРИМЕНТОВ…….……………………………

58

Букин. С.Л., Букина А.С., Селиверстов В.В. ДИНАМИЧЕСКАЯ МОДЕЛЬ ОДНОМАССОВОЙ ВИБРОМАШИНЫ С КАРДАННЫМ ВАЛОМ В ТРАНСМИССИИ ДЕБАЛАНСНОГО ВОЗБУДИТЕЛЯ КОЛЕБАНИЙ…...………………………........................................

65

Бутенко В.И., Дуров Д.С., Шаповалов Р.Г. НАПРЯЖЁННО-ДЕФОРМИРОВАННОЕ СОСТОЯНИЕ МАТЕРИАЛА ПРИ ФРИКЦИОННО-СИЛОВОМ ВЗАИМОДЕЙСТВИИ ИНДЕНТОРА С ОБРАБАТЫВАЕМОЙ ПОВЕРХНОСТЬЮ ДЕТАЛИ……………………………

74


206

Витренко А.В. СОЗДАНИЕ ВИНТОВОЙ ЗУБЧАТОЙ ПЕРЕДАЧИ С ЛИНЕЙНЫМ КОНТАКТОМ ЗУБЬЕВ ЗА СЧЕТ РАЗРАБОТКИ НОВОЙ СХЕМЫ ЕЕ ФОРМООБРАЗОВАНИЯ……………………………………………………………..

81

Витренкo В.А., Кузнецова М.Н. ФОРМООБРАЗОВАНИЕ ПРОФИЛЯ ГИПЕРБОЛОИДНЫХ ЗУБЧАТЫХ КОЛЕС ………………………………………………………………………………..

86

Гусев В.В., Молчанов А.Д. ОСОБЕННОСТИ ФОРМИРОВАНИЯ МИКРОРЕЛЬЕФА ПРИ МАГНИТО-АБРАЗИВНОЙ ОБРАБОТКЕ ВНУТРЕННИХ ПОВЕРХНОСТЕЙ ИЗ КЕРАМИКИ ПО СРАВНЕНИЮ С ТВЕРДЫМ СПЛАВОМ………………………

91

Гутаревич В.О. ПРОДОЛЬНЫЕ КОЛЕБАНИЯ ШАХТНОЙ ПОДВЕСНОЙ МОНОРЕЛЬСОВОЙ ДОРОГИ ПРИ ТОРМОЖЕНИИ …………………………………………….............

96

Ивченко Т.Г. ЗАКОНОМЕРНОСТИ ИЗМЕНЕНИЯ ТЕМПЕРАТУР РЕЗАНИЯ В ЗАВИСИМОСТИ ОТ ИЗНОСА РЕЖУЩЕГО ИНСТРУМЕНТА ДЛЯ РАЗЛИЧНЫХ УСЛОВИЙ ОБРАБОТКИ ……………………………………..

102

Ивченко Т.Г., Лыхманюк Е.О. ПОВЫШЕНИЕ ЭФФЕКТИВНОСТИ ТОНКОГО ТОЧЕНИЯ ЗАКАЛЕННЫХ СТАЛЕЙ ЗА СЧЕТ ОПТИМИЗАЦИИ РЕЖИМОВ РЕЗАНИЯ……………………

107

Лиопо В.А., Овчинников Е.В., Ситкевич Ф.А. РЕНТГЕНОГРАФИЧЕСКИЙ АНАЛИЗ СМЕШАНОСЛОЙНЫХ СЛОИСТЫХ КРИСТАЛЛОВ ………………………………………………………………………..

113

Макаров В.Ф., Никитин С.П. ВЛИЯНИЕ РЕЖИМОВ ГЛУБИННОГО ШЛИФОВАНИЯ НА УСТОЙЧИВОСТЬ ПРОЦЕССА И ПРЕДЕЛ ВЫНОСЛИВОСТИ ДЕТАЛЕЙ ИЗ ЖАРОПРОЧНЫХ СПЛАВОВ……………………………………….

120

Михайлов Д.А. ОСНОВНЫЕ ОСОБЕННОСТИ ЭКСПЛУАТАЦИИ ЛОПАТОК КОМПРЕССОРА ГТД И КЛАССИФИКАЦИЯ ИХ ЭКСПЛУАТАЦИОННЫХ ФУНКЦИЙ ……………………………………………………………………………

126

Михайлов Д.А., Хандожко А.В., Шейко Е.А., Недашковский А.П., Михайлов А.Н.

ОБЩИЙ ПОДХОД В ОБЕСПЕЧЕНИИ ФУНКЦИОНАЛЬНО-ОРИЕНТИРОВАННЫХ СВОЙСТВ ЛОПАТОК КОМПРЕССОРА ГТД НА БАЗЕ ПРИНЦИПА ЕДИНОВРЕМЕННОГО ПОЛНОГО ИЗНОСА ПОКРЫТИЯ

132


207

Овчинников Е.В. АНТИФРИКЦИОННЫЕ КОМПОЗИЦИОННЫЕ ПЛАЗМОХИМИЧЕСКИЕ ПОКРЫТИЯ….….….…….…..….…….….….…….…................................................

140

Польченко В.В., Богуславский В.А. ВЫБОР ТВЕРДОСТИ ЗУБЬЕВ ЗУБЧАТОЙ МУФТЫ…………………………….. 148 Парикян Ф.А., Бабаян А.С. ЭФФЕКТИВНОСТЬ ВЛИЯНИЯ ГАЗОВЫХ СРЕД НА ПРОЦЕСС РЕЗАНИЯ МЕТАЛЛОВ…………………………………………….

152

Ракунов Ю.П., Абрамов В.В., Ракунов А.Ю. САПР ГРУППОВЫХ ТЕХНОЛОГИЧЕСКИХ ПРОЦЕССОВ НА ОСНОВЕ МЕТОДИКИ ПРОЕКТИРОВАНИЯ ГРУППОВЫХ ИНСТРУМЕНТАЛЬНЫХ НАЛАДОК………………………………………………

158

Ризванов Р.Г., Каретников Д.В., Файрушин А.М., Муликов Д.Ш. О ВОЗМОЖНОСТИ ПРИМЕНЕНИЯ СВАРКИ ТРЕНИЕМ ДЛЯ ИЗГОТОВЛЕНИЯ СВАРНЫХ ТРУБНЫХ ПУЧКОВ ИЗ СТАЛИ 15Х5М …

168

Сидорова Е.В. ОПРЕДЕЛЕНИЕ ВЛИЯНИЯ РЕЖИМОВ РЕЗАНИЯ НА ЛОКАЛЬНЫЙ РЕСУРС РЕЖУЩЕЙ ПЛАСТИНЫ ПРИ ТОЧЕНИИ ШХ15…………………………………………………………………………………..

174

Скляров Н.А., Шафоростова М.Н., Матлак Е.М., Лихацкая Е.М. ВЫБОР И ОБОСНОВАНИЕ ПАРАМЕТРОВ ФИЛЬТРУЮЩЕГО УСТРОЙСТВА ГРАВИТАЦИОННОГО ТИПА ……………………………………

179

Скляров Н.А., Ефимов В.Г., Лихацкая Е.М. ПРИМЕНЕНИЕ ГИДРОЦИКЛОНОВ ДЛЯ ОЧИСТКИ РАБОЧЕЙ ЖИДКОСТИ В ГИДРОСИСТЕМАХ УГЛЕДОБЫВАЮЩИХ КОМПЛЕКСОВ……………….

186

Файзуллин А.В., Файрушин А.М.,. Каретников Д.В., Зарипов М.З., Фаткуллин М.Р.

РЕМОНТ КОРПУСОВ НАСОСНЫХ АГРЕГАТОВ ИЗ СТАЛИ 20ХГСФЛ С ПРИМЕНЕНИЕМ СВАРОЧНЫХ ТЕХНОЛОГИЙ ………………………………..

191

Настасенко В.А. ЭЛЕКТРОЭНЕРГЕТИЧЕСКАЯ МАШИНА С МЫШЕЧНЫМ ПРИВОДОМ…….

198

ISSN 2073-3216 Прогресивні технології і системи машинобудування № 3(49)-4(50)’2014

208

ІМЕННИЙ ВКАЗІВНИК

Азарова Н.В 3 Абрамов. В.В.. 158 Акопян М.Г 10 Астащенко В.И. 26 Бабаян А.С. 152 Байков А.В 35 Баласанян А.Б. 58 Баласанян Б.С. 58 Богуславский В.А. 41, 148 Богуцкий В.Б. 47 Братан С.М. 47 Бузько А.Л. 47 Букина А.С 65 Букин. С.Л 65 Бутенко В.И. 74 Витренко А.В. 81 Витренкo В.А 86 Гаспарян П.Ю 58 Гусев В.В 91 Гутаревич В.О. 96 Добровольский Г.И 35 Дуров Д.С. 74 Ефимов В.Г 186 Зарипов М.З 191 Ивченко Т.Г. 41,102,107 Каретников Д.В. 168, 191 Кондрашов М.В 41 Кузнецова М.Н. 86 Лиопо В.А. 113 Лихацкая Е.М 179,186 Лыхманюк Е.О 107 Макаров В.Ф. 120 Матлак Е.М. 179 Михайлов А.Н. 132 Михайлов Д.А 126, 132 Молчанов А.Д. 91 Муликов Д.Ш. 168 Настасенко В.А. 198 Недашковский, А.П. 132 Никитин С.П 120 Овчинников Е.В 113, 140 Парикян Ф.А. 152 Польченко В.В. 41, 148 Ракунов А.Ю. 158 Ракунов Ю.П. 158

Ризванов Р.Г 168 Родькин А.М 26 Селиверстов В.В. 65 Сидоров В.А 3 Сидорова Е.В. 174 Ситкевич Ф.А. 113 Скляров Н.А. 179, 186 Файзуллин А.В. 191 Файрушин А.М 168, 191 Фаткуллин М.Р. 191 Хандожко А.В 132 Цокур В.П. 3 Шаповалов Р.Г. 74 Шафоростова М.Н. 179 Шейко. Е.А 132 Швеёв А.И 26 Швеёв И.А 26 Швеёва Т.В 26


209

ПРАВИЛА представления рукописей в международный сборник научных трудов

Донецкого национального технического университета «ПРОГРЕССИВНЫЕ ТЕХНОЛОГИИ И СИСТЕМЫ МАШИНОСТРОЕНИЯ»

Международный сборник научных трудов Донецкого национального

технического университета «Прогрессивные технологии и системы машиностроения» издается с 1994 года. В этом сборнике публикуются ученые и специалисты более чем из 30 стран мира.

Сборник научных трудов является специальным изданием, научно-технические статьи которого проходят обязательное рецензирование. Данный сборник включен в следующие программы:

1. В сборнике могут публиковаться научно-технические статьи и результаты диссертационных работ.

2. Сборник размещен на сайте кафедры «Технология машиностроения» Дон-НТУ, г. Донецк, http://tm.donntu.org .

3. Сборник включен базу данных РИНЦ (Российский индекс научного цити-рования) (лицензионный договор № 177-04/2013 от 12.04. 2013 г.) и размещен на сайте НЭБ (Научная электронная библиотека, г. Москва, Россия, http://elibrary.ru .

4. Данный сборник имеет международную индексацию ISSN 2073-3216. 5. Сборник размещен на сайте Национальной библиотеки Украины им. В.И.

Вернадского, г. Киев, Украина, http://archive.nbuv.gov.ua/portal/natural/Ptsm/index.html . 6. Сборник включен в перечень ВАК Украины (Затверджено постановою

президії ВАК України від 16 грудня 2009 р. № 1-05/6 (Бюлетень ВАК України, № 1, 2010 р.)).

Статьи представляемые в данный сборник должны отвечать следующим требованиям.

Содержание рукописей должно отражать новые достижения науки и техники в области машиностроения, их практическое значение, соответствовать технической направленности сборника и представлять интерес для широкого круга специалистов.

В рукописи должно быть кратко изложено то новое и оригинальное, что разработано авторами, показано преимущество перед аналогами предлагаемых разработок, описаны их особенности и практическая значимость. Результаты работы не должны представляться в виде тезисов.

Ответственность за нарушение авторских прав, за несоблюдение действующих стандартов и за недостоверность в статье данных полностью несут авторы статьи.

Присланные в редакционную коллегию статьи подвергаются обязательному рецензированию. Редакционная коллегия оставляет за собой право вносить в текст статьи изменения редакционного характера без согласования с авторами, а также не публиковать статьи, которые не отвечают нашим требованиям.

Языки представления рукописей: украинский, русский и английский.

ОСНОВНАЯ ТЕМАТИКА СБОРНИКА Тематика представляемых статей должна основываться на проблемах машино-

строения (механики) и представляться в рамках следующих направлений:

http://tm.donntu.org

http://elibrary.ru

http://archive.nbuv.gov.ua/portal/natural/Ptsm/index.html


210

1. Практика и перспективы создания и применения прогрессивных и нетрадиционных технологий машиностроения. Интегрированные технологии. Сборка в машино- и приборостроении. Абразивные и виброабразивные технологии. Гибридные и комбинированные технологии машиностроения. 2. Механизация и автоматизация производственных процессов машиностроения. Прогрессивное оборудование машиностроительных производств. 3. Комплексная автоматизация проектирования, подготовки и управления машиностроительным производством. 4. Проблемы создания и применения прогрессивных инструментов и инструментальных материалов в машиностроении. 5. Управление качеством продукции и технических систем машиностроения. Проблемы инженерии поверхностного слоя изделий. 6. Современные проблемы машиноведения и деталей машин. 7. Современные проблемы инженерии материалов. Упрочняющие технологии и покрытия изделий машиностроения. Наноматериалы и нанотехнологии в машиностроении.

8. Вопросы моделирования и расчетов сложных технологических систем маши-ностроения.

В рамках сборника можно представлять рекламу продукции, которая будет по-мещена после рукописей статей.

СОДЕРЖАНИЕ СТАТЕЙ Научно-технические статьи, представляемые в данный сборник должны иметь

следующие элементы: - постановка проблемы в общем виде и ее связь с важными научными и практи-

ческими заданиями; - анализ последних достижений и публикаций, в которых начато решение дан-

ной проблемы, выделение нерешенных раньше частей общей проблемы, которым по-свящается данная статья;

- формулирование цели и постановка задач работы; - представление основного материала исследования с полным обоснованием по-

лученных научных результатов, формулирование рекомендаций; - выводы по данному исследованию и перспективы дальнейшего развития дан-

ного направления.

ПРЕДСТАВЛЕНИЕ МАТЕРИАЛОВ Для принятия решения о включении рукописи Вашей статьи в сборник необхо-

димо выслать в адрес редакционной коллегии следующее: заявку и сведения об авторах статьи; рукопись статьи; экспертное заключение о возможности публикации статьи в открытой печати; все материалы отправляются по E-mail по адресам: [email protected]

или [email protected] .

ТРЕБОВАНИЯ К ОФОРМЛЕНИЮ 1. Текст рукописи статьи выполняется объемом от 5 до 10 страниц (обязательно

полные страницы), формат А4 (210х297 мм) с полями: верхнее и нижнее – 30 мм, а




211

левое и правое - 25 мм. Страницы не нумеровать (нумерацию выполнить карандашом в нижнем правом углу). Рукопись статьи оформить с применением редактора WinWord (не ниже версии 6,0) шрифтом Times New Roman, выполненным в соответствии с об-разцом оформления, межстрочный интервал - 1,0, шрифт – 12pt. Рукопись представить в двух экземплярах.

2. Порядок оформления. Материалы должны отвечать следующей структурной схеме: УДК, инициалы и фамилии авторов, ученая степень и звание (сокращение по ДСТУ 3582-97), полное название организаций и стран, тел./факс, E-mail, название ста-тьи, аннотация на языке статьи, ключевые слова, основной текст, заключение или вы-воды, список литературы, две дополнительные аннотации на двух других языках c ключевыми словами, внизу первой страницы необходимо указать авторский знак - ©. УДК печатать прописными (жирными) буквами в верхнем левом углу не отступая от верхнего поля. На следующей строке справа жирными строчными буквами – инициа-лы и фамилии авторов с учеными степенями и званиями, на следующих строках – полное название организаций и стран (через запятую, справа). На следующей строке курсивом справа – тел./факс и электронный адрес одного из авторов. Через один ин-тервал - название статьи, печатать прописными (жирными) буквами, без переносов, центрировать, максимально три строки. Через один интервал - аннотации с ключевыми словами (слово аннотация не пишется) на двух языках шрифтом 10 pt, курсивом. Через один интервал – материалы статьи, шрифт 12 pt (язык изложения – по выбору авторов, межстрочный интервал 1,0). Внизу первой страницы статьи необходимо указать автор-ский знак - ©. Между соответствующими разделами статьи необходимо делать пробел. (См. образец оформления материалов).

3. Графический материал (рисунки, графики, схемы) следует выполнять в фор-мате .bmp, .gif, .pсx, .dwg, .jpg - размерами не менее 60х60 мм внедренными объек-тами (по ходу материалов). Все позиции, обозначенные на рисунке, должны быть объ-яснены в тексте. Позиции на рисунке должны располагаться по часовой стрелке. Под каждым рисунком указывается его номер и название, например: Рис. 3. Схема устрой-ства. Текст названия рисунка группируется с рисунком. Каждый рисунок должен иметь один интервал сверху и снизу.

4. Формулы и математические знаки должны быть понятны. Показатели, степени и индексы должны быть меньше основных знаков и выполняться в соответствии с ре-дактором формул Microsoft Equation. Формулы номеруются (справа в круглых скобках, не отступая от правого поля), только в том случае, если на них в тексте имеются ссыл-ки. Между крайними знаками формулы и текстом должен выполняться один интервал. Формулы выполняются курсивом.

Стиль формул для Microsoft Equation: Full - 12 pt, Subscript/Superscript - 10 pt, Sub-Subscript/Superscript - 8 pt, Symbol - 12 pt, Sub-Symbol - 10 pt.

5. Все таблицы должны иметь название и порядковый номер и располагаться по-сле упоминания по тексту, например: Таблица 2. Классификация муфт. Каждая таблица должна иметь один интервал сверху и снизу.

6. Список литературы должен быть приведен в конце статьи в соответствии с ДСТУ ГОСТ 7.1.62006 и ДСТУ 3582-97. Перечень ссылок должен быть составлен в по-рядке упоминания в тексте. Ссылки на литературу заключается в квадратные скобки. Количество библиографических источников должно быть не менее 5, в том числе 3 ис-точника должно быть за последние 5 лет.


212

7. Файл со статьей необходимо назвать по фамилиям и инициалам авторов в со-ответствии с работой (например: Иванов И.И., Петренко П.П.)

8. Материалы рукописи представляются без изгибов. 9. Материалы, не отвечающие перечисленным требованиям и тематике данного

сборника, а также поступившие в редакционную коллегию с опозданием, опубликова-ны не будут.

СТАТЬИ ДОЛЖНЫ ИМЕТЬ СЛЕДУЮЩУЮ СТРУКТУРУ: 1. УДК (Например, УДК 621.01) (располагать вверху слева, шрифт жирный, 12

pt). 2. Инициалы и фамилии авторов (cправа, шрифт жирный, 12 pt), ученая сте-

пень и звание, затем на следующей строке - полное название организаций и стран (справа, 12 pt), на следующей строке – Тел./факс и электронный адрес (справа, курсив, 12 pt).

3. Название статьи (центрировать, шрифт жирный, 12 pt, максимум три стро-ки).

4. Пустые строки, межстрочный интервал и размеры шрифта статьи. Пус-тые строки выполняются между названием статьи - вверху и внизу, перед соответст-вующими разделами работы (один пробел) и списком литературы, а также между до-полнительной аннотацией вверху и внизу. Межстрочный интервал – 1,0. Размер шриф-та статьи - 12 pt, размер шрифта аннотаций и авторского знака - 10 pt.

5. Аннотации (Abstract) (слово аннотация не пишется). (курсив, 10 pt). Первая аннотация пишется на языке статьи, а вторая на английском, если статья на англий-ском языке, первая аннотация пишется на английском языке, а вторая – на русском языке.

В аннотации приводятся краткие сведения о всей статье в целом на языке статьи. Объем аннотаций приблизительно до 10 строк, аннотация выполняется кур-сивом.

6. Ключевые слова (Key words) (приводится 5-6 ключевых слов статьи), выпол-няются курсивом на следующей строке от аннотации. (курсив, 10 pt)

7. Введение (Introduction). (12 pt) Во введении приводится аналитический (исторический) обзор современного со-

стояния вопроса исследования, выполняется постановка проблемы исследования или показывается актуальность данного исследования (работы). Здесь нужно обязательно указать результаты последних исследований других авторов. А также сформулировать цель и задачи исследований.

8. Основное содержание и результаты работы (The main contents and out-comes of activity). (Авторы могут дополнять работу другими разделами) (12 pt).

В данном разделе излагаются и подробно разъясняются полученные авторами теоретические положения и практические результаты. Приводятся принятые гипотезы и используемые допущения, разъясняются малоизвестные термины, аббревиатуры и условные обозначения. Для теоретических положений приводятся их доказательства и необходимые математические преобразования. Для экспериментальных исследований кратко описываются методики их проведения, способы обработки данных и результаты проверок адекватности и достоверности результатов.

9. Авторский знак. Внизу первой страницы статьи необходимо указать автор-ский знак - ©. Например: © Иванов И.И., Петренко П.П.; 2015 г.. (10 pt).

10. Заключение (Conclusion) (12 pt)


213

В заключении излагаются выводы по полученным авторами результатам, опи-сываются примеры их практического применения, предлагаются рекомендации относи-тельно их использования, приводятся выводы, а также указываются перспективы даль-нейших исследований по данной проблематике.

11. Список литературы (References). (12 pt) Список литературных источников должен быть составлен в порядке ссылок на

них. Ссылки на литературу в тексте статьи заключаются в квадратные скобки. Количе-ство библиографических источников должно быть не менее 5, в том числе 3 источника должно быть за последние 5 лет.

АДРЕС РЕДАКЦИОННОЙ КОЛЛЕГИИ:

ДНР, 83001, г. Донецк, ул. Артема, 58, ДонНТУ, кафедра «Технология машино-строения», Редакционная коллегия сборника. Тел./факс: +38 062 305-01-04.

E-mail: [email protected] или [email protected] http://donntu.org

Образец оформления материалов УДК 621.01(06) (12 pt)

И.И. Иванов, д-р техн. наук, проф., П.П. Петренко, асист. (12 pt) Донецкий национальный технический университет (12 pt)

Брянский государственный технический университет, Россия (12 pt) Тел./Факс: +38 (062) 3050104; E-mail: [email protected] (курсив, 12 pt)

(пустая строка - 12 pt) ОСНОВЫ СТРУКТУРНОГО СИНТЕЗА СБОРОЧНЫХ СИСТЕМ

(12 PT, ЖИРНЫМ, ЦЕНТРИРОВАТЬ, ЗАГЛАВИЕ МАКСИМУМ ТРИ СТРОКИ) (пустая строка - 12 pt)

В статье приведены данные по структурному синтезу сборочных ………………………………… ………… уравнений описывающих процесс сборки изделий. (курсив, 10 pt, до 10 строк).

Ключевые слова: структура технологии, синтез, процесс, технология, сборка. (курсив, 10 pt, 5 …6 слов)

(пустая строка - 10 pt) I.I. Ivanov, P.P. Petrenko (10 pt)

(10 pt) BASES OF THE STRUCTURED SYNTHESES OF THE ASSEMBLY SYSTEMS (10 pt)

The efficient design of assembly machinery is vitally important ………………………………………………… …………………………………………as noun description of functions of presented in the paper. Key words: structured syntheses, process of the assembly, technological system. (курсив,10 pt)

(пустая строка - 12 pt) 1. Введение (12 pt) Сборочные системы являются сложными иерархическими системами. Одним из

условий [1] повышения производительности … сборочных технологических систем (рис. 5). Технологические системы …………………………………………………………..

(пустая строка - 12 pt) 2. Основное содержание и результаты работы (12 pt) Для сборки изделий широко применяются технологические системы ……………

информационные и другие потоки могут быть описаны следующим образом: © Иванов И.И., Петренко П.П.; 2015 г. (приводится внизу первой страницы статьи, 10 pt))



http://donntu.org



214

2 2тk a b , (1)

где mk - элемент множества; …………………………………………………….…………………………………………… ……………….. позволили разработать общие алгоритмы функционирования системы.

(пустая строка - 12 pt) 3. Общий алгоритм и рекомендации (12 pt) Выполненные исследования позволили разработать общий алгоритм …………… ………………………………………………. основывается на итерационном подходе.

(пустая строка - 12 pt) 4. Цифровые модели (12 pt) В работе разработаны цифровые структурно-логические модели структуры сбо- рочных систем, выполненные с применением основных положений алгебры структур ...

(пустая строка - 12 pt) 5. Заключение (12 pt) Таким образом, выполненные исследования позволили реализовать следующее: 1. Разработать методику синтеза структурных вариантов …………………………. ……………………………….. отличительной особенностью данной методики. 2. Установить закономерности ………………………………………………………. ………………………………… позволили произвести процесс итерации. 3. Разработать рекомендации ………………………………………………………… …………………………………. внедрить на производстве.

(пустая строка - 12 pt) Список литературы: (12 pt, 5 … 6 библиографических источников) 1. Ким И.П. Исследование эффективности роторных машин. – К: КПИ, 1985. –

123 с. ISBN 966-7907-22-8. 2. Устюгов А.В. Надежность технологических машин. – Донецк: ДонНТУ, 1998.

– 425 с. ISBN 966-7907-23-6. 3. Савельев А.А. Сборка машин. – М.: Наука, 2009. - 342 с. ISBN 966-7907-26-9. 4. Михайлов А.Н. Основы синтеза функционально-ориентированных техноло-

гий. – Донецк: ДонНТУ, 2009. – 346 с. ISBN 966-7907-24-4. 5. Базров Б.М. Модульные технологии. – М.: Машиностроение, 2000. – 368 с.

ISBN 5-217-03061-5. (пустая строка - 12 pt)

Поступила в редколлегию _____________________ (дата поступления статьи, 10 pt)

НАУКОВЕ ВИДАННЯ

ПРОГРЕСИВНІ ТЕХНОЛОГІЇ І СИСТЕМИ МАШИНОБУДУВАННЯ

№4(50)’ 2014

(українською, російською, англійською мовами)

Відповідальний за випуск д-р техн. наук, проф. О.М. Михайлов

E-mail: [email protected] Відповідальний секретар випуску П.О.Міщук

Технічне редагування, коректура: Г.А. Федоренко, Т.М. Шламенок

Засновник та видавець – Донецький національний технічний університет Адреса видавця: Україна, 83001, м. Донецьк, вул. Артема, 58, ДВНЗ «ДонНТУ» Свідоцтво про державну реєстрацію друкованого засобу масової інформації Серія КВ № 7381 от 03.06.2003 р.

Надруковано 05.01.2015 Пописано к печати 05.01.2015. Формат 60х84 1/16 Бумага MAESTRO Ризографическая печать Усл. печ. л. 15,09 Уч.-из. л. 14,03 Тираж 100 экз. Заказ № 2

Издательство ЧП “Технополис” Свидетельство о внесении в государственный реестр субъекта

издательского дела ДК № 1221 от 05.02.2003. 83001, г. Донецк, пр. Дзержинского 1

Тел. +38 062 305-01-04 E-mail: [email protected]



Прогрессивные технологии и системы машиностроения

Documents

Transcript of Прогрессивные технологии и системы машиностроения