CC BY
17
МЕХАНИКА. ТРАНСПОРТ. МАШИНОСТРОЕНИЕ. ТЕХНОЛОГИИ
N
р • а • А
■ = С '•
А •а2
N
раъ • А5
для прецессионном
= С "•
А •а
^ • А V
^ • А V
т
т
~А I • (П)
■(сща)" . (12)
Таким образом, применение метода физического моделирования при расчете роторно-вибрационного смесителя позволяет решить следующие задачи.
1. Определять критериальную зависимость эффективной вязкости (касательного напряжения сдвига) от параметров вибрации и геометрических размеров смесителя.
2. Определять зависимость мощности привода вибратора для плоскопараллельной и прецессионной установок.
БИБЛИОГРАФИЯ
1. Гухман А. А. Введение в теорию подобия. 2-е изд. М. : Высш. шк., 1975. 295 с.
2. Кирпичев М. В., Конаков П. К. Математические основы теории подобия. М.-Л. : Изд-во АН СССР, 1949. 98 с.
3. Седов Л. И. Метод подобия и размерности в механике. М. : Наука, 1972. 324 с.
4. Баловнев В. И. Моделирование процессов взаимодействия со средой рабочих органов дорожно-строительных машин : учеб. пособие для вузов. М. : Высш. шк., 1981. 335 с.
5. Десов А. Е. Вибраторы для бетона. М. : Машиностроение, 1949. 200 с.
6. Десов А. Е. Вибрированный бетон. М. : Гос-стройиздат, 1956. 229 с.
7. Куннос Г. Я., Скудра А. М. Теория и практика виброперемешивания бетонных смесей. Рига : Изд-во АН Латв. СССР, 1962. 216 с.
8. Гольдштейн Б. Г. Выбор параметров глубинных вибраторов для уплотнения бетона. М. : Машиностроение, 1968. 66 с.
9. Гольдштейн Б. Г., Петрунькин Л. П. Глубинные вибраторы для уплотнения бетона. М. : Машиностроение, 1966. 172 с.
10. Шмигальский В. Н. Станковое вибрирование бетонных смесей. Ростов на Дону, 1961. 48 с.
11. Теория подобия и размерностей. Моделирование / Алабужев П. М., Геронимус В. Б., Мин-кевич Л. М. и др. М., 1968.
Кузнецов А.М., Якимов С.А., Янушкин А.С., Лобанов Д.В.
УДК 621.8
РАСЧЕТ НАПРЯЖЕНИИ, ВОЗНИКАЮЩИХ ПРИ ЗАТАЧИВАНИИ ТВЕРДО-СПЛАВНОГО ИНСТРУМЕНТА С МАЛЫМ УГЛОМ ЗАОСТРЕНИЯ
В настоящее время отмечается существенный рост потребительского спроса на изделия, для изготовления которых широко применяются слоистые пластики: стеклотекстолит, ДСтП, ЦСП др. В состав этих композиционных материалов входят связующие элементы, которые в процессе обработки выступают в роли абразива. Это является причиной повышенного износа инструментального материала. Поэтому для достижения высокого качества изготовленных из композиционных материалов деталей и обеспечения высокой эффективности процесса обработки необходимо
использовать инструменты, обладающие высокой износостойкостью. Для повышения износостойкости режущего инструмента наиболее перспективными являются упрочняющие технологии, такие как: лазерное упрочнение, электроискровое легирование, ионно-плазменное упрочнение, алмазное выглаживание, обкатка роликами или шариками и др. [1]. Использование указанных методов обуславливает применение специального дорогостоящего оборудования и значительных энергетических затрат, а результаты упрочнения не всегда дают ожидаемые результаты. Наряду с вышепере-
ИРКУТСКИЙ ГОСУДАРСТВЕННЫЙ УНИВЕРСИТЕТ ПУТЕЙ СООБЩЕНИЯ
численными методами особого внимания требуют способы повышения износостойкости инструмента, основанные на применении износостойких инструментальных материалов и современных технологий затачивания [2].
На кафедре «Технология машиностроения» БрГУ проведены экспериментальные исследования стойкости различных твёрдосплавных инструментальных материалов при обработке ДСтП марки П - 1, где в качестве исследуемых инструментальных материалов использовались твёрдые сплавы марок Т5К10, Т15К6, Т30К4, ВК15, ВК8, и ВК3М [3]. Наилучшие результаты показал твердый сплав марки ВК3М, его стойкость в 4 -5 раз выше стойкости остальных исследуемых материалов (Рис. 1). Однако применение этого материала сопряжено с рядом трудностей, связанных с его хрупким разрушением в процессе затачивания, а также другими дефектами несоответствующими условиям производства. Например, несмотря на высокую износостойкость, хрупкий твердосплавный материал, особенно при малых углах заострения режущего инструмента, может стать причиной появления дефектов в виде макро- микротрещин и сколов на режущей кромке, образующихся в процессе затачивания, которые приводят к преждевременному разрушению и выходу инструмента из строя.
Т5К10 Т15К6 T3QK4
ВК15
БК8
ВКЭМ
Рис. 1. Период стойкости инструмента, оснащенного твердыми сплавами при обработке ДСтП
Для изучения причин возникновения сколов на затачиваемом инструменте разработана методика расчета напряженно-деформированного состояния в области режущей кромки при различных схемах затачивания.
При этом решена задача, расчётная схема которой представлена на рис. 2.
Рис. 2. Обобщенная схема к определению напряжений режущей части инструмента
Имеется бесконечно протяжённый плоский клин с вершиной в точке О и углом заострения в. На вершине клина действует сосредоточенная сила P. Нагрузка P погонная, равномерно распределена по ширине клина. На переднюю поверхность режущего элемента также действует распределённая нагрузка q, изменяющаяся по линейному закону (от q1 до q2).. Данная схема характеризует распределение сил, действующих на режущий элемент при затачивании и перетачивании поверхностей инструмента.
p=F,
l
где F - сосредоточенная равнодействующая сила;
l - длина распределения нагрузки.
Считается, что максимальные технологические усилия направлены перпендикулярно к передней поверхности режущего элемента вдоль оси ОХ. Сосредоточенная нагрузка, возникающая на острие режущего клина инструмента, показана на рис. 3.
Пусть в = 2а. Разложим силу Р на две составляющие: Р1 - направленную вдоль оси симметрии режущего элемента и Р2 - действующую перпендикулярно оси симметрии.
Тогда:
P = P ■ sin в ; P2 = P ■ cosв .
1 2 2 2
МЕХАНИКА. ТРАНСПОРТ. МАШИНОСТРОЕНИЕ. ТЕХНОЛОГИИ
оо оо I
^ =
2 • P р
sina cose cosa sm^^
-+-;
в + sin в в- sin в ) (1)
= = 0
(в2 - sin2 в\ав •
В практических условиях можно рассмотреть несколько вариантов возникающих напряжений на поверхностях инструмента, связанных с различными методами и схемами затачивания. На рис. 4 показана схема затачивания передней поверхности инструмента чашечным кругом, при которой возникает равномерно распределенная нагрузка.
Рис. 3. Расчетная схема для решения задачи с сосредоточенной нагрузкой на режущей кромке инструмента
Согласно рекомендациям [4] решение рассматриваемой задачи имеет вид:
Из эпюры (рис. 4), построенной по уравнению (1), видно, что максимальные растягивающие напряжения возникают на поверхности ОА при 0 = -а. В этом случае при соблюдении условия прочности материала режущего элемента С>г ^ СТд величину сколов на режущей кромке в процессе затачивания можно определить по уравнению (2): = 2 • P в sin в
Рmax I о2
(2)
Рис. 5. Схема для решения задачи с распределенной нагрузкой
В этом случае можно предположить, что напряжение не зависит от радиус-вектора величины сколов на режущей кромке р, а является функцией угла наклона радиус-вектора 9. В этом случае, согласно рекомендациям [5], функция напряжений должна содержать множитель р2, т.е. иметь вид:
<Р(Р,0) = Р2/(в).
Решение данного уравнения можно записать:
Рис. 4. Эпюра радиальных напряжений, возникающих на затачиваемом инструменте
ar =-q •
=q •
о; =-q •
sin в Л cos в . ™
+11 + q • _ • sm2$ =
2 • k sin в
IT'
sin в
2 • k
2 • k
cos в n cos2e + q —— •в;
+1|-q
k cos в
2 • k
. cos в n sin 2в + q--— • в;
(3)
твв= q •
cos в sin в cos в
- + q
2 • k 2 • k где k = в • cos в - sin в.
q -
ИРКУТСКИЙ ГОСУДАРСТВЕННЫЙ УНИВЕРСИТЕТ ПУТЕЙ СООБЩЕНИЯ
Другой вариант схемы затачивания представлен для случая специально правленого или изношенного шлифовального круга. При этом важно решить задачу с действующей нагрузкой на режущий элемент, изменяющейся по линейному закону (Рис.6 а, б)
Рис. 6. Схема для решения задачи с нагрузкой на переднюю поверхность инструмента, изменяющейся по линейному закону
Данная задача по рекомендациям [4] имеет решение
аг = 2• A, - р-cos6 + 2• A2 - р-sin 6--6• A3 • р• cos36 + 6• A4 • р •sin36;
Gg= 6 • A, • р • cos в + 6 • A2 • р • sin в +
<
+ 6 • A3 • р• cos в + 6 • A4 • sin36;
тгв = 2• Aj • р• sin6 -2• A2 • р • cos6 + + 6• A3 • р• sin36 -6• A4 • р • cos36
(4)
где
A, =-
6 • (1 - 3^sin в • sin3e- cos в • cos3e)
A2 =-
A4 =-
B
P (- 3•cosв• sin3в + sin в • cos3в)
B
2^ P (3 - sin в• sin3в- -3•cosв• cos3в)
B
2^ P \3 •cos в• sin3в- sin в • cos3в)
B
Для примера показано решение задачи определения напряженно-деформированного состояния вблизи режущей кромки, на вершину которой действует сосредоточенная нагрузка согласно Рис.3. Необходимо исследовать зависимость напряжения от силы резания, угла заострения и определить максимальную величину сколов на режущей кромке затачиваемого инструмента.
В расчётах использован режущий элемент, оснащённый твердым сплавом марки ВК3М. Угол заострения в изменяется от 500 до 600 (рекомендуемые предельные значения угла заострения при обработке труднообрабатываемых композиционных материалов). Исследованные силы резания изменяются от 30 до 200 Н и экспериментально определены в зависимости от метода затачивания. Зависимость напряжений, возникающих при затачивании твёрдосплавного инструмента марки ВК3М различными методами, от угла заострения в показана на рис. 7, где ов - предел прочности материала ВК3М; 01 ,о2,о3 и о4 значения радиальных напряжений при силах Рь Р2, Р3 и Р4 соответственно; Р1 = 30 Н - комбинированное электроалмазное затачивание с одновременной, непрерывной правкой круга; Р2 = 55 Н - электрохимическое затачивание; Р3 = 80 Н - алмазное затачивание; Р4 = 200 Н - алмазное затачивание кругами на органической связке без СОЖ.
а, ГПа 1.4 1.0 0.6
0.2
Or
B = 24 • (3 - 5 •sin в • sin3e- З^в^ cos3e).
50 52 54 56 58 Р,°
Рис. 7. График зависимости радиальных напряжений на поверхности инструмента от угла заострения р
Исследования влияния угла заострения затачиваемого инструмента на радиальные напряжения вблизи режущей кромки показали, что при формировании инструмента с углом заострения в = 50 ... 600 и величиной сколов на режущей кром-
МЕХАНИКА. ТРАНСПОРТ. МАШИНОСТРОЕНИЕ. ТЕХНОЛОГИИ
ке в пределах р = 5 мкм (допустимых для инструмента, обрабатывающего труднообрабатываемые композиционные материалы) показали, что при использовании метода алмазного шлифования без СОЖ, широко применяемого в производственных условиях, радиальные напряжения превышают критические напряжения для сплава ВК3М и приводят к его разрушению.
Далее представлены результаты исследования величины радиального напряжения от расстояния до режущей кромки (рис. 8).
а, ГПа 3 2 1 О
О 5 10 15 20 25 р, мкм ------а2,---ст3,-а4.
Рис. 8. График напряжений в зависимости от расстояния до режущей кромки инструмента, где ов - предел прочности материала ВК3М; о1 ,а2,а3 и о4 значения радиальных напряжений при силах Р1, Р2, Р3 и Р4 соответственно
Анализ графика (рис.8) свидетельствует, что размер сколов на режущей кромке при использовании комбинированного электроалмазного метода имеет размер меньше, чем при использовании других методов затачивания. Размер сколов сопоставим с размерами зерен карбида вольфрама и составляет менее 2 мкм.
Данные исследования состояния режущей кромки позволяют рекомендовать к применению в промышленности комбинированный электроалмазный метод шлифования с одновременной непрерывной правкой круга, на который получен ряд патентов РФ [6,7], и получить качественный инструмент для обработки древесных композиционных материалов. Величина сколов на режущей кромке при использовании данного метода в сравнении с затачиванием деревообрабатывающего инструмента, оснащенного твердым сплавом марки ВК3М алмазными кругами в обычных условиях показана на рис.9 а,б.
Следует также отметить, что для обеспечения минимальных сил резания и соответственно наименьшего радиуса разрушения режущей кром-
ки дереворежущего инструмента, заточенного комбинированным методом электроалмазного шлифования с одновременной непрерывной правкой поверхности круга, необходимо соблюдать рекомендованные режимы затачивания и правильный выбор шлифовальных кругов.
100 ткт I I
б)
Рис. 9. Состояние режущей кромки твёрдосплавного инструмента после затачивания различными методами: а) -комбинированный электроалмазный метод; б) - затачивание алмазными кругами на органической и керамической связках
Рекомендуемые режимы затачивания твердосплавного деревообрабатывающего инструмента комбинированным электроалмазным методом с одновременной, непрерывной правкой поверхности круга представлены в табл. 1.
Таблица 1
Рекомендуемые режимы затачивания твердых сплавов комбинированным электроалмазным методом с одновременной, непрерывной правкой поверхности круга
Режимы обработки шр, А/см2 пр, А/см2 V, м/с 8, м/мин г, мм/дв.ход
ВК8 0,2...0,3 20 35 1,5...2,0 0,03...0,04
ВК3М 0,15...0,25 15 35 1.5 0,02...0,03
ИРКУТСКИЙ ГОСУДАРСТВЕННЫЙ УНИВЕРСИТЕТ ПУТЕЙ СООБЩЕНИЯ
Таким образом, теоретические и экспериментальные исследования позволяют сделать вывод, что комбинированный электроалмазный метод с одновременной непрерывной правкой поверхности круга обеспечивает минимальные напряжения и сколы на режущей кромке и может быть рекомендован для подготовки к работе твёрдосплавно-го мелкозернистого инструмента с малыми углами заострения, предназначенного для обработки труднообрабатываемых композиционных материалов.
БИБЛИОГРАФИЯ
1. Вандерер К. М., Зотов Г. А. Специальный дереворежущий инструмент. М. : Лесн. пром-сть, 1983. 208 с.
2. Янюшкин А. С. Технология комбинированного электроалмазного затачивания твердосплавных инструментов. М. : Машиностроение, 2003. 242 с.
3. Янюшкин А. С., Лобанов Д. В., Кузнецов А. М. Перспективные инструментальные материалы
Обрывалин А.В.
ШуПЖ
для деревообрабатывающего инструмента // Новые материалы и технологии в машиностроении : сб. науч. тр. Брянск, 2003. Вып. 2. С. 105-107.
4. Теребушко О. И. Основы теории упругости и пластичности. М. : Наука, 1984. 320 с.
5. Зубчанинов В. Г. Основы теории упругости и пластичности. М. : Высш. шк., 1990. 368 с. : ил. ISBN 5-06-000706-5.
6. Пат. 42193 на полезную модель. Российская Федерация. Устройство для электроабразивной обработки с одновременной правкой круга / Янюшкин А. С., Ереско С. П., Сурьев А. А., Ереско В. С., Кузнецов А. М. № 2004122212 ; заявл. 21.07.2004 ; опубл. 27.11.2004. Бюл. № 33.
7. Патент 2268118 Российская Федерация. Способ электроабразивной обработки токопрово-дящим кругом с его одновременной правкой / Янюшкин А. С., Ереско С. П., Сурьев А. А., Ереско В. С., Кузнецов А. М. № 2004118239/02 ; заявл. 15.06.2004. ; опубл. 20.01.2006. Бюл. № 02.
УДК 621.9
ОБРАБАТЫВАЕМОСТЬ РЕЗАНИЕМ МАТЕРИАЛА ВАГОННЫХ КОЛЕС ПОВЫШЕННОЙ ТВЕРДОСТИ ПРИ НАЛИЧИИ ЭКСПЛУАТАЦИОННЫХ ДЕФЕКТОВ
Производительность и себестоимость проводимых ремонтных работ, нацеленных на восстановление профиля вагонного колеса повышенной твердости, во многом зависят от степени повреж-денности его в эксплуатационный период различного рода дефектами.
Различные условия работы колесных пар обуславливают различные типы наиболее часто встречающихся дефектов, образующиеся на поверхности катания в эксплуатации.
Сравнение числа отцепок вагонов, поступивших в ремонт за один и тот же период, свидетельствует, что стойкость колёс повышенной
твёрдости к износу на поверхности катания колеса и гребня более чем в два раза выше в сравнении со стандартными колёсами. Средний пробег колёсной пары с колёсами повышенной твёрдости до первой обточки составляет 279,7 тыс. км., а средний пробег серийных колёс - 106,3 тыс. км. Однако, внедрение в эксплуатацию твердых колес, заметно не снизило процент отцепок грузовых вагонов по повреждениям колес дефектами тормозного происхождения (ползунов и выщерблин 1-го рода). Таким образом, основной объем механической обработки (более 58 %) при восстановлении профиля вагонных колес повышенной твердости
