Содержание к диссертации
Введение
1. Анализ состояния проблемы, цели и задачи иссле дования 13
1.1. Классификация технологических систем ленточного шлифования по выходным его параметрам 13
1.2. Динамические характеристики технологической системы ленточного шлифования 21
1.3. Анализ влияния характеристик абразивного инструмента и режимов резания на выходные параметры процесса ленточного шлифования 26
1.4. Анализ методов управления процессом шлифования и полирования абразивными лентами 42
2. Концепция управления процессом ленточного шли фования на основе изменения зоны контакта инст румента с заготовкой 51
2.1. Математическая модель технологической системы ленточного шлифования с учетом деформаций в области контакта инструмента с заготовкой 52
2.2. Определение реакций в области контакта ролика с гладкой деформируемой периферией 70
2.3. Концепция управления деформациями технологической системы в области контакта инструмента с заготовкой 82
2.4. Динамическая модель технологической системы ленточного шлифования 96
2.5. Амплитудно-частотные характеристики технологической сис
темы ленточного шлифования 101
3. Особенности процесса стружкообразования при ленточном шлифовании 112
3.1. Анализ зоны контакта и коэффициента трения при ленточном шлифовании 113
3.2. Силовая модель шлифования абразивными лентами 120
3.2.1. Моделирование рабочей поверхности абразивных лент 120
3.2.2. Определение толщины среза при ленточном шлифовании... 134
3.2.3. Силовые зависимости массового микрорезания при шлифовании абразивными лентами 146
3.3. Влияние физико-механических свойств материала заготовки при ленточном шлифовании 152
3.4. Модель образования шероховатости обработанной поверхности при ленточном шлифовании 159
3.5. Метод экспресс-анализа состояния рабочей поверхности абразивных лент методом сканирования 177
Выводы 183
4. Влияние изменения площади контакта инструмента с заготовкой на параметры процесса резания с учетом степени изношенности инструмента 185
4.1. Влияние характеристик опорных роликов на контактные температуры 186
4.2. Влияние характеристик опорных роликов на производительность процесса шлифования 197
4.3. Зависимость параметров качества обработанной поверхности от характеристик опорного ролика 210
4.4. Принципы выбора характеристик опорных роликов как эле мента технологической системы ленточного шлифова ния 224
5. Технологические рекомендации по повышению эффективности технологических процессов ленточного шлифования 231
5.1. Рекомендации по выбору рациональной конструкции станков для операций ленточного шлифования 232
5.2. Методика назначения рациональных режимов резания при шлифовании конструкционных материалов 243
5.3. Методика повторного использования однослойных абразивных лент 254
5.4. Технологические рекомендации по увеличению периода стойкости абразивных лент 264
Заключение 270
Основные выводы 271
Список литературы.. 274
Приложения 306
- Анализ влияния характеристик абразивного инструмента и режимов резания на выходные параметры процесса ленточного шлифования
- Определение реакций в области контакта ролика с гладкой деформируемой периферией
- Силовая модель шлифования абразивными лентами
- Зависимость параметров качества обработанной поверхности от характеристик опорного ролика
Введение к работе
В настоящее время одной из основных проблем, стоящих перед отечественной промышленностью, является повышение рентабельности производства и конкурентоспособности продукции. Условия рыночных отношений требуют от производителей машиностроительной продукции изыскивать новые резервы для повышения эффективности производства, сокращать сроки его технического и технологического перевооружения, повышать качество и долговечность изделий. Интенсификация машиностроительного производства, прежде всего, связана с модернизацией станочного парка, применением новых видов инструментов и внедрением новейших технологий механической обработки. Решение этих задач позволит повысить экономическую эффективность промышленности, снизить трудоемкость продукции и обеспечить рост валового национального продукта за счет производящих отраслей. Задача удвоения валового национального продукта в ближайшее десятилетие, поставленная президентом России, может быть решена только за счет производства высокотехнологичной, конкурентоспособной наукоемкой продукции промышленности.
Долговечность, надежность и экономичность производимых машин напрямую зависит от точности и качества поверхности отдельных деталей. Именно поэтому доля финишных операций в металлообработке последние годы постоянно увеличивается. Одним из самых распространенных методов финишной обработки является шлифование. Наиболее широкое распространение имеет шлифование абразивными кругами. Оно используется практически на всех промышленных предприятиях в условиях различных типов производств, начиная от массового и заканчивая единичным.
Шлифование с использованием инструмента на эластичной основе является относительно новым, но весьма перспективным видом абразивной обработки. Оборудование для ленточного шлифования просто по конструкции
и экономично в эксплуатации. В отличие от традиционных шлифовальных станков оно не требует специальных устройств для защиты от возможного разрыва круга, сложных и дорогостоящих приспособлений для балансировки и правки инструмента, легко встраивается практически в любой технологический процесс. Применение шлифовальных лент большой ширины (до 3000 мм) дает возможность обрабатывать листовой материал, а наличие у лент эластичной основы позволяет обрабатывать криволинейные поверхности больших размеров. Эти обстоятельства делают неоспоримыми преимущества абразивных лент в сравнении с абразивными кругами в условиях энергетического и авиационного машиностроения при обработке сложнопрофильных поверхностей с большим количеством галтелей и переходов таких, как лопатки паровых и газовых турбин, лопасти винтов и вентиляторов.
В то же время, технология шлифования абразивными лентами коренным образом отличается от шлифования абразивными кругами или брусками. Основными отличиями являются кинематические и динамические особенности ленточно-шлифовальных станков, использование однослойного абразивного инструмента на эластичной основе с упорядоченным расположением зерен на режущей поверхности, возможность управления выходными параметрами процесса за счет использования в составе технологической системы опорных элементов с различными характеристиками и т.д.
Таким образом, использование известных теорий шлифования абразивными кругами, применительно к процессу ленточного шлифования практически не возможно.
Широкое распространение ленточного шлифования сдерживается отсутствием теории определения рациональных областей его использования, практических рекомендаций и методик, необходимых для получения требуемой точности и качества обработанных поверхностей при наименьших затратах. В связи с этим, важнейшей проблемой является разработка теоретиче-
ских и технологических основ высокопроизводительного шлифования абразивными лентами.
Таким образом, разработка теории и методов повышения эффективности процесса шлифования абразивными лентами с учетом получения требуемого качества изделия представляет собой актуальную проблему, имеющую большое народно-хозяйственное значение.
Решить данную проблему можно только путем всестороннего глубокого анализа физико-механических, динамических и теплофизических явлений, сопровождающих шлифование абразивными лентами на основе методов математического моделирования процесса резания и его выходных характеристик. Это позволит сформулировать теоретические основы процесса шлифования абразивными лентами и разработать технологические рекомендации по наиболее эффективному его использованию в промышленности.
Данная работа выполнялась в рамках комплексной отраслевой научно-технической программы «Разработка новых высокоэффективных конструкций и технологий изготовления газовых и газоперекачивающих турбин».
В связи с вышеизложенным целью работы является повышение эффективности шлифования абразивными лентами путем управления параметрами контактного взаимодействия инструмента с заготовкой.
При решении поставленных в работе задач проводились теоретические и экспериментальные исследования, оценивалась точность и достоверность получаемых результатов. Работа выполнена на основе фундаментальных положений теории резания, пластичности, теплопроводности, а также современных положений технологии машиностроения, динамики технологических систем и трибологии с применением методов математической статистики, теории вероятностей, многофакторного планирования и регрессионного анализа.
Экспериментальные исследования проводились с использованием современных методик и аппаратуры, а также современных пакетов компьютерных программ, таких, как Pro/Engineer и Maple 7.
Теоретические положения работы подтверждены положительными результатами комплексных экспериментальных исследований, выполненных как в лабораторных, так и в производственных условиях. Достоверность теоретических положений и результатов экспериментальных исследований подтверждена внедрением и широким использованием результатов работы на ряде промышленных предприятий.
Научная новизна работы заключается в следующем:
Разработаны теоретические и технологические основы процесса шлифования абразивными лентами с целью эффективного его использования в различных отраслях промышленности.
Решена проблема управления процессом ленточного шлифования с целью получение заданных параметров обработанной поверхности методом изменения характеристик технологической системы.
Разработаны модели технологической системы механической обработки, позволяющие определить диапазоны ее динамической устойчивости и описывающие выходные параметры процесса ленточного шлифования с учетом изнашивания абразивного инструмента в условиях использования технологических систем с различными характеристиками.
Предложен метод экспресс-анализа состояния рабочей поверхности абразивных лент, разработаны научно обоснованные методики проектирования технологических процессов ленточного шлифования.
На основе разработанных моделей технологической системы механической обработки разработана классификация оборудования для шлифования абразивными лентами, даны технологические рекомендации по его проектированию и эффективной эксплуатации
Практическая ценность полученных результатов заключается в следующем:
Разработаны технологические рекомендации и научно обоснована возможность повышения эффективности процесса шлифования абразивными лентами за счет увеличения скорости резания и использования опорных роликов различных характеристик.
Создан программно-методический комплекс компьютерных программ в удобной для пользователя форме, позволяющий управлять процессом ленточного шлифования с целью увеличения его эффективности.
Предложены и защищены авторскими свидетельствами технологические методы повышения эффективности процесса шлифования абразивными лентами, позволяющие повысить производительность обработки и снизить затраты на режущий инструмент при сохранении заданного качества обработанных поверхностей.
Реализация результатов. Результаты диссертационной работы нашли практическое применение при выполнении научно-исследовательских работ в таких отраслях промышленности, как тяжелое и энергетическое машиностроение, авиастроение, судостроение, транспортное машиностроение. Они позволили существенно расширить область эффективного применения шлифования абразивными лентами при изготовлении таких деталей, как лопатки паровых и газовых турбин, лопатки компрессоров и авиационных двигателей, специальных прессформ.
Материалы представлены в виде методического и информационного обеспечения по выбору рациональных параметров и рабочих циклов процесса шлифования сталей и сплавов, а также в виде практических рекомендаций по наиболее экономичному использованию абразивного инструмента на эластичной основе, проектированию и эксплуатации оборудования для шлифования абразивными лентами. Результаты работы внедрены и использованы на АО «Электросила», АО «Ленинградский металлический завод», АО «За-
вод турбинных лопаток», ПО «Русский дизель» (все - Санкт-Петербург, Россия), ГУП «Ступинское моторостроительное производственное объединение» (г. Ступино, Московская область, Россия) с общим экономическим эффектом более 180.000 рублей (в ценах до 1990 г.)
Результаты работы используются в учебном процессе при изучении дисциплин «Технология машиностроения», «Технологические возможности станочного оборудования» и «Современные технологии» для студентов, обучающихся по направлениям:
651200 - Энергомашиностроение;
651400 - Машиностроительные технологии и оборудование;
657900 -Автоматизированныетехнологии и производства.
Основные научные и практические положения работы докладывались и обсуждались на Всесоюзной научно-технической конференции «Прогрессивные методы и средства абразивной обработки крупногабаритных деталей из композиционных материалов» (Новосибирск: НАЗ им. В.П.Чкалова, 1984 г.); Международных научно-технических семинарах «Неконвенциональные технологии в машиностроении» («АМО-87» Варна, НРБ, 1987 г., «АМО-89» Ботевград, НРБ, 1989 г., «АМО-91» Ботевград, НРБ, 1991 г.); Международной научно-технической конференции «Технология - 94» (Санкт-Петербург, 1994 г.); Международной научно-технической конференции «Технология - 96» (Великий Новгород 1996 г.); Международных научно-технических конференциях «Высокие технологии в машиностроении» «Интерпартнер - 1996, 1998, 1999, 2000, 2002» (Харьков-Алушта, 1996, 1998, 1999, 2000, 2002 гг.); Международной научно-технической конференции «Ресурсо- и энергосберегающие технологии в промышленности». (Одесса, 1997 г.); Международных научно-технических конференциях «Процессы абразивной обработки, абразивные инструменты и материалы «Шлифабразив-1999, 2000, 2001, 2002, 2003, 2004» (Волжский, 1999, 2000, 2001, 2002, 2003, 2004 гг.); Международных научно-технических конференциях «Сварка, электротермия и механооб-
работка». (Великий Новгород, 1999, 2000 гг.); 15-й Ежегодной Международной научно-технической конференции. «Прогрессивные технологии в машиностроении (ТЕХНОЛОГИЯ - 2000)» (Одесса - Киев: ATM Украины, 2000 г.); Международных научно-технических конференциях «Информационные технологии в образовании, технике, медицине». (Волгоград 2000, 2002 гг.); Международной научно-технической конференции «70 лет основания КГТУ» (Калининград: КГТУ, 2000 г.); Международной научно-технической конференции «Фундаментальные и прикладные проблемы технологии машиностроения «Технология-2000». (Орел 2000 г.); Международном научно-техническом конгрессе «Конструкторско-технологическая информатика-2000». (Москва, 2000 г.); 6 International Conference "Precision Surface Finishing and Deburring Technology-2000" "PSFDT-2000". SPb., 2000; Международной научно-практической конференции «Региональные особенности развития машино- и приборостроения, информационных технологий, проблемы и опыт подготовки кадров». (Тирасполь, 2001 г.); Международных научно-технических конференциях «Технологии третьего тысячелетия». (Санкт-Петербург 2001, 2002, 2003, 2004 гг.); 3-ей Международной научно-технической конференции «Прогрессивные технологии, машины и оборудование в машиностроении «Балттехмаш-2002» (Калининград, 2002 г.); Международной научно-технической конференции «Научно - технические проблемы станкостроения, производства технологической оснастки и инструмента» (Одесса 2002); Proceedings of 2nd Asia-Pacific Forum on Precision Surfaces and Deburring Technology (22-24 July,- Seoul, Korea, 2002); Международной научно-практической конференции «Качество поверхностного слоя деталей машин (КПС-2003, 2004)» (Санкт-Петербург 2003, 2004 г.); 3-ей Международной научно-технической конференции «Инженерия поверхности и реновация изделий» (Киев, ATM Украины, 2003 г.).
Диссертационная работа докладывалась на совместном научно-техническом заседании кафедр «Технология машиностроения», «Металлоре-
жущие станки и инструменты» и «Автоматизация производственных процессов» Волгоградского государственного технического университета (Волгоград 2002 г.) и на совместном заседании научной секции «Технология машиностроения и приборостроения» Дома ученых РАН и кафедры «Технология приборостроения» ГИТМО (Санкт-Петербург 2002), совместном научно-техническом семинаре кафедр «Технология машиностроения» и «Металлорежущие станки и инструменты» Санкт-Петербургского института машиностроения (ЛМЗ-ВТУЗ) (Санкт-Петербург 2004 г.), научно-техническом семинаре кафеды «Технология машиностроения» Новгородского государственного университета им. Ярослава Мудрого (Великий Новгород 2005 г.).
По результатам выполненных исследований опубликовано 149 печатных работ, включая 38 публикаций в изданиях, рекомендованных ВАК РФ, 4 авторских свидетельства, 2 учебных пособия с грифом УМО и 2 брошюры. 1
Анализ влияния характеристик абразивного инструмента и режимов резания на выходные параметры процесса ленточного шлифования
Развитие теории ленточного шлифования связано, прежде всего, с именами Г.Б. Лурье [171], Ф.С. Юнусова [285, 287, 288], Ю.Я. Фельдмана [289, 290], Ф.Я. Корчмаря [140-144], В.А. Щеголева [271, 272], Л.А. Панькова и Н.В. Костина [145, 146, 202-204], М.А. Зайцевой [105] В.М. Мигунова [163, 164, 180-182, 237] и других советских-российских ученых. Одновременно появляются работы зарубежных ученых, прежде всего из ФРГ, США и Японии [102, 189, 302, 306, 307, 309, 310, 311, 313].
Из существующих в настоящее время способов нанесения абразивных зерен на рабочую поверхность инструмента наиболее распространенными являются:гравитационный метод (проще - метод насыпки), при котором абразивные зерна хаотично располагаются на рабочей поверхности инструмента и закрепляются с помощью связки [105, 115, 173];метод вдавливания абразивных зерен в предварительно подготовленный корпус с закреплением слоем электролитического железа [173]; предлагаемые Украинским полиграфическим институтом, методы нанесение абразива способами глубокой и трафаретной печати [83], которые позволяют получить на поверхности инструмента заданный рельеф расположения зерен;метод гальванопластики [171, 172], при котором в качестве связки используются легкоплавкие металлы;метод нанесения зерен в электростатическом поле [7, 82, 118, 189] и др.
Для получения шлифовальных шкурок и абразивных лент различного назначения наиболее перспективным представляется метод нанесения абразивных зерен на рабочую поверхность инструмента в электростатическом поле. Шкурки, полученные таким методом, отличаются повышенными режущими свойствами и значительно более высокой стойкостью. Метод предусматривает геометрическую ориентацию зерен абразива наибольшей осью перпендикулярно рабочей поверхности инструмента. При этом каждое зерно оказывается повернутым к обрабатываемой поверхности более острой вершиной, имеющей более благоприятные углы резания.
Оценке геометрических параметров абразивных зерен посвящены многие работы [27, 51, 55, 65, 66, 77, 156, 157, 253]. Совокупность ориентированных в электростатическом поле зерен на поверхности абразивных лент характеризуется значительно меньшей разновысотностью и определенной упорядоченностью [26, 29, 105, 118]. Характерным является то, что в процессе нанесения абразивных зерен происходит их автоматическая сортировка по форме и размерам. Зерна мелких фракций двигаются в магнитном поле с большей скоростью и проникают в связку на значительную глубину, что исключает их дальнейшее участие в процессе резания. Зерна крупной фракции обычно не поднимаются магнитным полем и не попадают на рабочую поверхность инструмента. Расстояния между соседними абразивными зернами могут регулироваться за счет напряженности магнитного поля и скорости движения основы ленты в электростатической камере [284]. Таким образом, шлифовальные шкурки, изготовленные в электростатической камере, по параметрам производительность-качество-стоимость обработки превосходят инструмент, изготовленный другими методами [7, 8, 11, 12, 26, 29, 83].
Методике испытания абразивных лент, полученных в различных условиях, посвящены многие работы [7, 9, 52, 82, 87, 94, 95, 118, 128, 144, 210 и др.]. В отдельных случаях исследования проводились на специально созданных лабораторных установках [13, 144], но чаще - в производственных условиях [127, 128, 245].
В ряде исследований рабочая поверхность абразивного инструмента рассматривается как набор режущих элементов, адекватных по свойствам лезвийному инструменту [88, 98, 100, 140, 313 и др.]. Подобный подход представляется весьма приблизительным, так как абразивные зерна при контакте с обрабатываемой поверхностью всегда имеют отрицательный передний угол, величина которого изменяется в зависимости от степени изношенности зерна.
Расположение абразивных зерен на рабочей поверхности шлифовального инструмента оказывает определяющее влияние на процесс резания [105, 247] и рассматривается во множестве работ. Чаще всего при математическом моделировании расстояний между зернами исследователи используют теорию случайного поля [191, 194, 228] теорию вероятности [137, 138, 197, 198, 220, 256] метод Монте-Карло [102] или корреляционную теорию [206]. Однако установить единый закон распределения случайных функций для всех типов шлифовальных инструментов не представляется возможным, и многие исследователи представляют режущую поверхность как жестко детерминированную [126, 128, 307], что не может соответствовать действительности, применительно к абразивным кругам с неупорядоченным расположением зерен. Применение теории надежности для определения периода стойкости шлифовального инструмента и степени его изношенности [187] имеет смысл только по отношению к многослойному абразивному инструменту в период его работы в режиме самозатачивания. Иногда для получения данных о режущих свойствах абразивного инструмента и прогнозирования его свойств используются пространственные двухмерные или трехмерные геометрические модели [85, 201]. В данном случае применение геометрического моделирования страдает некоторым субъективизмом и большими допущениями при выборе исходных данных, что естественно снижает точность итогового результата.
В последние годы широкое распространение получили математические модели шлифовальных инструментов, построенные с применением вычислительных средств четвертого и пятого поколений [6, 42, 60, 123, 124, 125]. Однако использование самых современных вычислительных инструментов и пакетов программ последних поколений не позволяет повысить точность расчетов, так как в базы исходных данных закладываются все те же результаты статистического анализа.
Во многих работах встречаются методы оценки режущих свойств шлифовальных инструментов по косвенным показателям. Эти методы предусматривают сравнение показателей качества обработанной поверхности с эталонными, полученными при известных условиях [99, 103, 115, 165], сравниваются также результаты замеров мощности или контактной температуры в зоне резания [93, 147, 182, 216, 229]. В отдельных случаях производится сравнение обрабатываемости различных материалов [87, 195, 276] или производительность процесса шлифования [140, 231], что также может служить показателем качества инструмента. Использование в качестве критерия работоспособности шлифовального инструмента коэффициента шлифования, как отношения объема или веса сошлифованного материала к объему или весу абразивного материала, потерянного инструментом [178, 185], представляется мало перспективным с точки зрения получения оперативной информации. Для получения коэффициента шлифования необходимо постоянно взвеши
Определение реакций в области контакта ролика с гладкой деформируемой периферией
Для определения реакций в области контакта ролика с гладкой деформируемой периферией рассмотрим однодисковый ролик с деформируемой периферией, представляющий собой совокупность упругих стержней без учета влияния абразивной ленты, то есть с; Ф 0 (і = 1, 2, 3), Ni = N2 = 0. В этом случае в точке А деформируемой периферии, вступающей в контакт с опорной поверхностью (см. рис. 2.6), деформации равны нулю, так как каждый из стержней может деформироваться независимо от других, а нагрузка на стержень в момент вступления в контакт равна нулю [199]. По соображениям симметрии а (ф) = а] (ф) [171]. Тогда, с учетом выражений (2.2.) и (2.27.), получим
В системе ортов е і, е2, е з на единицу первоначальной длины элемента R dji действует распределенное усилие, связанные с деформациями по закону Гука[199,291]:
Подставим выражения (2.62.), (2.63.) и (2.64.) в (2.66.). Полученные зависимости для qb q2, q3 введем в выражения (2.54.) - (2.57.), при этом, поря-док членов выражения не выше ао в коэффициентах перед малыми отклонениями и свободными членами порядка не выше а03 [170]. По формуле (2.65.) р 1 /ао, по этому для обеспечения указанной точности необходимо в коэффициентах при р обеспечить порядок величин членов выражения не выше а0 . Таким образом, для однодискового ролика находим [170]
Выражение (2.75.) содержит слагаемое -MTsign(p- моментальную составляющую реакции в свободном качении при Pi = 0, совпадающую с моментом трения качения. Эта величина является одним из параметров модели. Если ее не учитывать [143, 214], то в свободном качении М2 = 0, что противо речит постановке задачи [171]. Рассматриваемая математическая модель обладает диссипацией энергии только за пределами зоны контакта и слагаемое -MTsignq) учитывает эту диссипацию в режиме свободного качения [144,202]. Очевидно, что рассеивание энергии при свободном качении происходит за счет сухого внутреннего трения элементов ролика [278]. Наибольшие деформации направлены вдоль орта е3, поэтому диссипацию можно считать следствием деформаций Аз, которые определяются выражением (2.64.). Механизм возникновения трения-качения при стационарном движении деформируемого колеса схематично описан в работах [143,144,168,175,214] (рис. 2.7).
Элементы периферии перемещаются вверх по вертикали вследствие деформации Хз, эластичное покрытие деформируется и возникает внутреннее трение [291]. В пределах 0 а (рис. 2.7) элементы периферии смещаются вверх, а в пределах 2а а они смещаются вниз. В результате возникает распределенное давление q3, которое действует на деформируемую поверхность со стороны опорной плоскости. При этом яз зависит от коэффициента внутреннего трения и от сил внешнего воздействия, то есть - от сил деформации. Эти факторы создают дополнительный момент Мт, который и является моментом трения качения, а на оси колеса вдоль орта е2 действует дополнительный момент -MTsigrKp [190].
Принимая во внимание зависимость от скорости движения [278], имеемТаким образом, величина Мт является девятым параметром деформируемой периферии опорного ролика.
Введем величины продольного и бокового псевдоскольжения, рассчитываемые по следующим формулам [171]: где rk - радиус качения (расстояние от центра ролика до мгновенного центра скоростей его жесткого диска); г - радиус качения при Pi = 0.
Таким образом, стационарное движение характеризуется линейной зависимостью от угла поворота ф и координаты Yточки К (рис. 2.3.).Подставим выражения (2.79.) в (2.78.). Тогда, в рассматриваемом стационарном движении оба псевдоскольжения (продольное и боковое) постоянны и имеют значения [141, 199]Боковое псевдоскольжение є2 представляет собой угол увода, который обычно, как уже отмечалось, является малым [190].
Проанализируем выражения (2.71.) - (2.76.) для составляющих реакции в области кнтакта:1. Выражение (2.71.) для продольной силы Pi аналогично выражению для боковой силы (2.72.) при условии, что выражение (сз - Сі) (ао - и.)2, имеет более высокий порядок малости и им можно пренебречь.2. Вертикальное перемещение центра С ролика из влияет на продольную силу Pi, а угол поворота 9 влияет на боковую силу Р2.3. Из выражения (2.73.) для Р3 следует, что функция иь связанная с продольным псевдоскольжением Єї влияет на силу Р3, причем знак в этом случае определяется по знаку разности (сі - Сз).4. Величина момента Мі по выражению(2.74.) зависит от угла поворота 9 и функции и2, связанной с боковым псевдоскольжением є2. Кроме того, этот момент зависит от ширины области контакта.
Эта компонента аналогична по структуре выражению для продольной силы Pi (2.71.) и увеличивает продольную жесткость ролика. Она является проекцией на направление орта е3 момента двух сил pi (b) и р (-Ь), которые лежат в плоскости XY. Ось момента направлена перпендикулярно плоскости XY, и его проекция на направление орта е2 равна Мзьу. При нахождении мощности диссипативных сил Nf в стационарном движении (при наличии конечной величины ф ), эту величину необходимо учитывать, так как мощность Nf содержит произведения малых отклонений, аналогичных Мзь\/ф. Остальные составляющие реакции имеют больший порядок малости и при подсчете диссипативных сил могут не учитываться.
Рассмотрим модели опорного ролика в случае стационарного движения, которое характеризуется постоянными значениями Єї, є2, u3, 0 і/ ф [141, 291]. Составляющие реакции в области контакта при этом находятся из выражений (2.71.) - (2.76.):
Одной из важнейших характеристик опорного ролика при его качении является сила трения качения (момент сопротивления качению), которая пропорциональна мощности диссипативных сил Nf, рассеиваемой в ролике и в области контакта с опорной плоскостью [141]. Для стационарного движения (2.79.), когда А2 = 0, момент сопротивления качению Mf = -. Очевидно,Ф что в стационарном движении мощность сил N, действующих на деформи
Силовая модель шлифования абразивными лентами
Современные абразивные шкурки, полученные методом нанесения абразива в электростатическом поле, отличаются высокой стабильностью и однородностью рабочей поверхности. Экспериментальные исследования [40, 47, 55, 56, 64] показали, что режущие зерна шлифовальных лент располагаются практически всегда строго перпендикулярно основе и закономерно друг относительно друга. Очевидно, что при математическом моделировании контактных задач, возникающих в зоне резания абразивными лентами, рабочую поверхность таких инструментов можно моделировать, как шероховатую, состоящую из набора геометрически правильных тел.
Вопросам контактирования шероховатых поверхностей посвящены работы И.В. Крагельского [158], Н.Б. Демкина [104, 105], А.В. Чичинадзе [288, 289], Геккера Ф.Р. [97] и других ученых. Размеры единичных зерен, которые наносятся на поверхность однослойного абразивного инструмента, регламентированы ГОСТ 3647-80. В качестве формы единичного выступа при моделировании шероховатых поверхностей использовались клин, цилиндр, пирамида, конус, сфера, эллипсоид и т.п. Для математического моделирования массового микрорезания, возникающего при контакте рабочей поверхности инструмента с обрабатываемой поверхностью заготовки необходимо определить наиболее близкую к реальности форму абразивных зерен основной фракции.
В процессе изнашивания инструмента на режущих зернах образуются площадки износа, которые наиболее интенсивно увеличиваются в размерах в период приработки абразивной ленты [40, 47, 55, 56, 64, 65]. При этом высота контактирующих абразивных зерен уменьшается. Таким образом, в процессе изнашивания происходит постепенное сближение основы инструмента и обрабатываемой поверхности. Введем для характеристики формы режущего абразивного зерна безразмерный коэффициент Zi, как отношение площади площадки износа Sni к площади основания зерна Soi, закрепленного в основе инструмента [21]:
Величина Sni в данном случае является функцией некоторой величины сближения А; основания работающего зерна и обрабатываемой поверхности.Тогда, если выразить радиус основания режущего зерна через минимальное расстояние между зернами L, можно определить коэффициент Zi для различных аппроксимирующих его форм (табл. 3.1).
Из таблицы видно, что в общем случаегде СІ - относительное сближение, равное отношению сближения к высоте зерна над уровнем связки; т - коэффициент формы зерна.на рабочей поверхности инструмента имеют некоторую разновысотность из-за неравномерного проникновения вглубь связки при электростатическом нанесении. При этом в период приработки и нормального износа инструмента с увеличением вертикальной составляющей силы резания Ру число режущих зерен растет значительно быстрее, чем площадки износа на них. Проанализируем предлагаемые модели с точки зрения выполнения экспериментальных зависимостей.
В работе Н.Б.Демкина [105] предложено выражение для расчета плогде Ру - вертикальная составляющая силы резания; со и В - коэффициенты, зависящие от свойств обрабатываемого материала; b и v — параметры опорной кривой; S0 - средняя площадь основания зерна; Ki и Кз - постоянные.
Из приведенной зависимости видно, что увеличение средней площадкиизноса зависит прежде всего от показателя степени при Pv, т.е. от , а ос V + G)тальные члены формулы, обозначенные через С, от силы резания не зависят. Поскольку v = 2...3, а со = 0...0,5 [104, 105, 158], то для различных моделей формы зерен получим следующие значения показателя степени (табл. 3.2).
Форма режущих зерен должна быть такой, чтобы она позволяла воспроизводить опорную кривую моделируемой поверхности. Как показывают многочисленные исследования [40, 86], опорные кривые в средней части близки к прямым и имеют точку перегиба. Линейная зависимость в данном случае возможна только при условии, что все режущие зерна участвуют в работе и v = 1. Для моделей, у которых V 1, площадь площадок износа будет расти быстрее, чем сближение поверхностей.
Следовательно, при использовании модели зерен в виде пирамиды или конуса, невозможно получить опорную кривую близкую к реальной, то есть такие модели мало пригодны для использования при математическом моделировании. Стержневая модель наиболее проста, на основании такой модели получены определенные зависимости [104], но она не отражает реальный процесс изнашивания абразивного зерна.
Таким образом, результаты, наиболее близкие к экспериментальным, позволяют получить сферическая и эллипсоидальная модели абразивного зерна [21]. Они мало отличаются друг от друга, так как сфера является частным случаем эллипсоида, особенно с учетом перпендикулярности большой оси абразивных зерен к основе инструмента и их заделки в связку на определенную глубину.
Произведем расчет ошибки, возникающей при использовании моделей сфероида и эллипсоида для случая, если абразивное зерно заделано в связку не строго перпендикулярно основе. Для этого рассмотрим абразивное зерно в виде сферы с параметрамигде R — расчетный радиус; гпр0д - радиус кривизны в продольном сечении эллипса; гпоп - радиус кривизны в поперечном сечении эллипса.Площадь площадки износа абразивного зерна сферической формы будет равна:Площадь площадки износа абразивного зерна эллипсоидальной формы будет равна:где аэ и вэ - полуоси эллиптической площадки износа. Так как, a«R, то
Зависимость параметров качества обработанной поверхности от характеристик опорного ролика
Полученные ранее зависимости, позволяют аналитически исследовать шероховатость обработанной поверхности по параметрам Ra или Rz [27] и определить возможности управления качеством обработанной поверхности путем изменения характеристик опорных роликов. Для проверки адекватности полученных теоретических зависимостей и определения степени влияния характеристик опорных роликов на показатели качества обработанной поверхности были проведены комплексные экспериментальные исследования.
На рис. 4.13. представлено изменение шероховатости обработанной поверхности в зависимости от твердости используемого опорного ролика и его диаметра [39, 48, 62, 268]. С увеличением твердости покрытия и уменьшением диаметра опорного ролика происходит значительное увеличение шероховатости обработанной поверхности. Это можно объяснить увеличением удельной нагрузки на инструмент в зоне контакта, что приводит к увеличению составляющей Pz силы резания на единичном режущем зерне и росту толщины среза az [33].
В качестве критерия неоднородности шероховатости обработанной поверхности принято отношение Rmax/Rz, которое отражает влияние дополнительных факторов, таких, как неравномерность припуска, засаливание инструмента и возникновение вибраций в технологической системе, связанных с рельефом на рабочей поверхности опорного ролика [37, 38, 268]. На рис. 4.14. показано изменение критерия неоднородности шероховатости обработанной поверхности в зависимости от твердости покрытия опорного ролика и его диаметра. Анализируя полученные экспериментально зависимости, можно отметить, что отношение Rmax/Rz уменьшается при использовании опорных роликов большего диаметра и меньшей твердости. Кроме того, следует
Рис. 4.13. Изменение шероховатости обработанной поверхности в зависимости от твердости используемого опорного ролика (а) и его диаметра (б) при шлифовании по нежесткой схеме со скоростью резания 20 м/с с усилием прижима 200 Н на 30 минуте работы инструмента: а) - для опорного ролика диаметром 200 мм; б) - для опорного ролика твердостью покрытия 60 Hsh; 1 и 6 - обработка сплава Д1ч абразивной лентой 51С25ПБ831У8СБ; 2 и 7 - обработка стали 12Х18Н10Т абразивной лентой 14А40С1С; 3 и 8 -обработка стали 20X13 абразивной лентой 14А40С1С; 4 и 9 - обработка стали 20X13 абразивной лентой 14А25С1С; 5 и 10 - обработка стали 20413 абразивной лентой 14А16 С1Сшероховатости обработанной поверхности в зависимости от твердости эластичного покрытия опорного ролика (а) и его диаметра (б) при шлифовании по нежесткой схеме при скорости резания 20 м/с, с усилием прижима 200 Н на 30 минуте работы инструмента; а) - для ролика диаметром 200 мм; б) - для ролика твердостью 60 Hsh; 1 и 5 - обработка сплава Д1ч абразивной лентой 51С25ПБ831У8СБ; 2 и 6 - обработка стали 12Х18Н10Т абразивной лентой 14А40С1С; 3 и 7 - обработка стали 20X13 абразивной лентой 14А25С1С; 4 и 8 - обработка стали 20X13 абразивной лентой 14А16С1Сотметить экспериментально установленный факт практически стабильной величины отношения Rmax/Rz в процессе изнашивания абразивной ленты [37, 38, 268]. На рис. 4.15. показаны зависимости влияния вида рифлений на рабочей поверхности опорного ролика на величину шероховатости обработанной поверхности Ra и коэффициент Rmax/Rz. Из приведенных зависимостей видно, что гладкий опорный ролик позволяет получить минимальную шероховатость обработанной поверхности и наименьшее соотношение Rmax/Rz. Использование рельефа на рабочей поверхности опорного ролика приводит к увеличению этих параметров. Наибольшая шероховатость и величина коэффициента Rmax/Rz зафиксирована при использовании опорных роликов с рифлениями параллельными оси вращения. Это объясняется тем, что использование рифлений приводит к частичному прерыванию процесса резания и значительным изменениям средней толщины среза а2 от момента вхождения в контакт с обрабатываемой поверхностью очередного выступа до завершения контакта.
Как уже отмечалось, шлифование абразивными лентами сопровождается значительно меньшим тепловыделением, чем при обработке абразивными кругами. В то же время, величина контактной температуры при ленточном шлифовании зависит не только от режимов обработки, характеристик обрабатываемого материала и инструмента, но и от параметров используемого опорного ролика. Кроме того, практически все выходные параметры ленточного шлифования и качества обработанной поверхности претерпевают значительные изменения в процессе изнашивания инструмента. Силовые и тепловые параметры процесса ленточного шлифования непосредственно связаны с такими параметрами качества обработанной поверхности, как микротвердость и остаточные напряжения в поверхностном слое.
Рис. 4.15. Влияние вида рифлений на рабочей поверхности опорных роликов на шероховатость и коэффициент неоднородности шероховатости обработанной поверхности при шлифовании заготовки из стали 20X13 абразивной лентой 14А40С1С со скоростью резания 20 м/с и усилием прижима 200 Н по нежесткой схеме с использованием опорного ролика твердостью 60 Hsh, диаметром 150 мм на 30 минуте работы инструмента: 1 - опорный ролик гладкий; 2 - «шахматное» расположение рифлений; 3 - угол наклона рифле
Для уточнения влияния параметров опорных роликов на качественные показатели поверхностного слоя материала заготовки были проведены комплексные экспериментальные исследования [23, 39, 48, 49, 62, 63, 70, 116].
Исследования показали, что поверхностный слой всех шлифуемых материалов подвергается изменениям на глубину до 120 мкм. При шлифовании закаленного сплава Д1ч на основе алюминия в поверхностном слое возникает разупрочнение, а при шлифовании сталей 20X13 и 12Х18Н10Т поверхностный слой подвержен наклепу.
На рис. 4.16. показано изменение микротвердости поверхностного слоя сплава Д1ч и стали 20X13 в процессе ленточного шлифования. Из приведенных графиков видно, что глубина залегания измененного слоя в процессе изнашивания абразивных лент постепенно увеличивается. Это связано с ростом составляющей Pz силы резания и контактной температуры по мере изнашивания инструмента.
На рис. 4.17. показано изменение микротвердости поверхностного слоя заготовки в зависимости от скорости резания, усилия прижима, твердости покрытия и диаметра опорного ролика. Как видно из представленных графиков, увеличение скорости резания приводит к росту глубины залегания дефектного слоя и уменьшению величины наклепа. Так, при увеличении скорости резания в 4 раза (с 10 до 40 м/с) глубина залегания дефектного слоя увеличивается в 1,4 раза (с 0,07 до 0,10 мм). В то же время степень наклепа уменьшается в 1,7 раза (с 4400 до 2500 мПа). Это связано с превалированием температурных воздействий на поверхностный слой обрабатываемой заготовки. Увеличение усилия прижима (силы Ру) при работе по нежесткой схеме приводит к росту величины наклепа и глубины залегания дефектного слоя. Так, при увеличении составляющей Ру в 4 раза (с 50 до 400 Н) происходит увеличение глубины залегания упрочненного слоя в 1,4 раза (с 0,05 до 0,12 мм) и увеличение степени наклепа в 1,6 раза (с 3000 до 5400 мПа).
