CC BY
15
«Сольватация» привела к следующим результатам: отрицательный заряд на атоме азота увеличился по модулю на 0,01 (и 1,1%), положительный заряд на каждом из связанных с ним атомах водорода увеличился на 0,012 (и 3,6%). Заметно изменились характеристики связи С-О, сшивающей привитую молекулу с кремнеземной поверхностью. Она стала длиннее на «0,06», а ее порядок уменьшился от 0,626 до 0,603. Эти изменения свидетельствуют о некотором ослаблении связи привитой молекулы с поверхностью. Аналогичные изменения зарядов и заселенностей предсказывают также незначительное ослабление ^Н-свя-зей.
Рисунок 3 - Пример модели комплекса с учетом растворителя в приближении супермолекулы
Энергия модели в полости, как и в предыдущем примере, повышается на 7,16 КДж/моль. Энергия сольватации при этом равна 129,8 КДж/моль, что значительно больше, чем при «растворении» в толуоле -неполярном растворителе.
При моделировании процесса протонирования возникает необходимость учета растворителя в супермолекулярном приближении. Оценка энергии протонирования на моделях в вакууме дает нереалистичные результаты. Так например, энергетический эффект присоединение протона к атому азота в комплексе с мо-ноэтаноламином (-1000 кДж/мол) сопоставим с энергией химической связи (здесь и далее приводятся результаты полуэмпирического расчета методом PM3). Так же, как и в работе [11], в состав модели дополнительно к изучаемому комплексу с моноэтаноламином мы включили кластер из четырех молекул воды. Пример такой модели показан на рисунке 3. При таком подходе протонирование сводится к переносу протона от кластера воды к поверхностному комплексу. Стабилизировать модель и перенести протон на атом азота удается, когда кластер расположен в непосредственной близости от поверхностного комплекса и не образуется дополнительных водородных связей. Для переноса протона необходимо затратить энергию порядка 130 КДж/мол. При образовании водородной связи О(воды) - H—N такой перенос осуществить не удалось ни при одном из вариантов стартовой геометрии с переносом протона. После оптимизации геометрии во всех случаях устанавливались длины связей: H—N - 1,84 А , О(воды) - H - 0,97A, т.е. протон возвращался в кластер воды.
Список литературы
1 Химия привитых поверхностных соединений / под ред.
Г.В. Лисичкина. М.: ФИЗМАТЛИТ, 2003. 592 с.
2 Шаров А.В., Филистеев О.В. Строение и взаимодействие
с растворами металлоиндикаторов, модифицированных моноэтаноламином // Сорбционные и хромотогра-фические процессы. 2010. №3. С.364-370.
3 Воронцов Б.С., Накоскин А.В. Методические аспекты
квантово-химического моделирования аминокислотных комплексов кальция // Вестник КГУ. Серия «Естественные науки». 2011. №2(21). Выпуск 4. С.120-123.
4 Воронцов Б.С., Москвин В.В. Опыт применения молекуляр-
ного моделирования в решении прикладных и научных задач // Вестник КГУ. Серия «(Естественные науки». 2012. №3(25). Выпуск 5. С.78-83.
5 Филистеев О.В., Воронцов Б.С. Получение и свойства
пористых стекол // Вестник КГУ. Серия «Естественные науки». 2011. №2(21). Выпуск 4. С.94-103.
6 Попов И.С., Шаров А.В. Синтез и адсорбция хлорметилди-
метилхлорсилана и дихлорметилдиметилхлорсилана на кремнеземной поверхности // Труды XI Российского семинара «(Компьютерное моделирование физико-химических свойств стекол и расплавов». Курган, 2011. С. 73.
7 Лыгин В.И. Изменение структуры поверхности кремнезе-
мов при химическом модифицировании // Журнал физической химии. 1999. Т.68, №5. С.866-869.
8 Лыгин В.И. Модели «жесткой» и «мягкой» поверхности.
Конструирование микроструктуры поверхности кремнеземов // Российский химический журнал. 2002. T.X6V1, №3. С.16-18.
9 Купервассер О.Ю., Жатин С.Н., Мартынов Я.Б., Федулов К.М.
и др. Континуальная модель растворителя: программа DESOLV - алгоритмы, реализация и валидация // Вычислительные методы и программирование. 2011. Т.12. С.246-261.
10 Maurizio Cossi, Nadia Rega, Giovanni Scalmani, Vincenzo
Barone: Energies, structures, and electronic properties of molecules in solution with the C-PCM solvation model. Journal of Computational Chemistry. 2003. №24(6). С.669-681.
11 Демьяненко Е.Н., Власова Н.Н., Головкова Л.П. и др.
Изучение адсорбции акридина и профлавина на поверхности кремнезема //ХФТП. 2012. Т.3, №2. С.145-154.
12 Воронцов Б.С. Молекулярное моделирование комплексов
дихлорметилдиметилхлорсилана на поверхности кремнезема. Зауральский научный вестник. 2013. №1(3). С.57-59.
13 URL:www.cobalt.chem.ucalgaryca/ziegler/Chem575/Lab8.html
УДК 621. 922
А.Б. Переладов, И.П. Камкин
Курганский государственный университет
АНАЛИЗ ПОКАЗАТЕЛЕЙ ВЗАИМОДЕЙСТВИЯ ШЛИФОВАЛЬНОГО КРУГА С ЗАГОТОВКОЙ
Аннотация. В работе описаны методика и результаты исследований изменения показателей и условий работы режущих зерен с учетом изменения площади и формы контакта взаимодействия рабочей поверхности шлифовального круга с заготовкой, вследствие износа инструмента. Изучение проводилось с использованием полученных экспериментальных данных и результатов компьютерного моделирования рабочей поверхности шлифовально-
ВЕСТНИК КГУ, 2013. №3
го круга и параметров ее контакта с обрабатываемой заготовкой. Изложены основные принципы разработанной методики корректировки элементов режима шлифования с целью стабилизации показателей процесса обработки.
Ключевые слова: режущие зерна, шлифовальный круг, рабочая поверхность, компьютерное моделирование, оптимизация режима.
A.B. Pereladov, I.P. Kamkin Kurgan State University
PARAMETER ANALYSIS OF THE ABRASIVE WHEEL INTERACTION WITH THE WORKPIECE
Abstract. The paper describes the methodology and results of studying the changes of parameters and conditions of shearing grains considering changes of the area and form of contact interaction of the abrasive wheel working surface with the workpiece due to tool wear. The study was conducted with application of the obtained experimental data and the results of computer modeling of the abrasive wheel working surface and of the parameters of its contact with a workpiece. The article describes the basic principles of the developed method of element adjustment of a grinding mode in order to stabilize the process.
Index terms: cutting grain, grinding wheel, work surface, computer modeling, mode optimization.
В условиях жесткой конкуренции на мировом рынке продукции машиностроения большое внимание уделяется качеству выпускаемой продукции и экономичности производства. К важным мерам, способствующим улучшению качества обработки и снижению производственных расходов, относится совершенствование режимно-инструментального оснащения шлифовальных операций, которые в большинстве своем являются финишными и в значительной мере определяют качество поверхностного слоя изделий и срок их эксплуатации. Доля шлифовальных операций в общем объеме технологических процессов механической обработки достаточно высока и составляет в машиностроении в среднем 30-50%, при производстве двигателей внутреннего сгорания - 60-80%, в инструментальном производстве - до 100%. В настоящее время сохраняется тенденция увеличения доли абразивной обработки при получении точных и качественных поверхностей с наименьшими затратами.
Эффективность процесса шлифования в значительной степени определяется правильным подбором характеристик шлифовальных кругов (ШК) и режимов обработки для конкретных условий. Однако решение подобных оптимизационных задач связано с определенными трудностями, обусловленными в основном отсутствием универсальных математических моделей, адекватно описывающих факторное пространство системы операции шлифования и учитывающих наибо-
лее значимые элементы. Это, как правило, не позволяет в полной мере использовать все имеющиеся резервы процесса шлифования в существующих технологических процессах и затрудняет проектирование операций шлифования для обработки новых сложно-легированных сталей и других труднообрабатываемых материалов и сплавов с повышенными показателями твердости, прочности, других физико-механических свойств, в значительной степени затрудняющих процесс резания.
Решение вопросов, связанных с выбором оптимальных характеристик ШК и режимов обработки для конкретных условий расчетными методами, сегодня практически невозможно. Показатели процесса шлифования, определяющие качество обработки поверхностного слоя изделия, в значительной мере изменяются в течение периода стойкости ШК и времени его работы до полного износа. Причинами этому являются, в том числе, уменьшение размеров ШК, изменение формы его рабочей поверхности (РП), которые, в свою очередь, приводят к изменению размеров и формы поверхности контакта ШК и заготовки. При этом меняются параметры и эффективность резания активными зернами материала заготовки, удельная работа шлифования, режим работы инструмента (осыпание, самозатачивание, затупление), мощность шлифования, шероховатость шлифованной поверхности, другие значимые показатели.
Необходимый режим работы инструмента (самозатачивания, затупления, осыпания) поддерживается постоянством определенного соотношения сил резания, действующих на единичные режущие зерна (Рр), и прочностью их удержания на РП ШК (Р). Постоянство Рр, очевидно, должно обеспечиваться адекватным изменением режимов обработки. Но в настоящее время в научно-технической литературе практически отсутствуют расчетные методики и рекомендации по рациональной корректировке элементов режима шлифования с целью сохранения требуемых показателей работы инструмента путем поддержания постоянной нагрузки на активные абразивные зерна, находящиеся на рабочей поверхности. Кроме того, в справочниках, имеющихся сегодня в распоряжении специалистов металлообрабатывающих предприятий, не учитываются многие важные факторы, определяющие значение Рр (размеры ШК, заготовки, параметры их контакта, многие параметры режима шлифования), в отличие от аналогичных методик расчета режимов резания для лезвийного инструмента, в которых аналогичные данные являются основой математических моделей для определения стойкости, сил и других показателей процесса резания.
Следовательно, определение параметров контакта инструмента с заготовкой, максимальных и средних значений длины и глубины резания активными зернами и закона их изменения позволит судить о силах, действующих на единичные режущие зерна и, соответственно, обоснованно осуществлять корректировку режима работы инструмента в соответствии с изменившимися условиями обработки.
Основной целью проведенных исследований было
изучение параметров резания инструментом припуска с учетом изменения размеров и площади (F) поверхности контакта (ПК) РП ШК с заготовкой, затупления вершин режущих зерен в процессе шлифования.
Исследования проводились с использованием разработанной методики компьютерного моделирования [1] и пакетов инженерных программ твердотельного параметрического трехмерного проектирования. В процессе исследований решалась практическая задача оптимизации режимов обработки на операциях шлифования шеек и бочек прокатных валков в условиях ОАО «Уралмашзавод» на вальцешлифовальных станках фирмы «HERKULES» (Германия).
Ранее [1] были проведены исследования влияния факторного пространства на изменение показателей ПК РП ШК с заготовкой. В качестве изменяемых факторов процесса обработки учитывались (рисунки 1, 2): диаметр ШК Ркр), радиус износа РП в осевом сечении ШК (R), диаметр обрабатываемой заготовки (Ds), параметры режима шлифования (t - глубина шлифования; Ур - скорость резания), величина круговой (продольной) подачи заготовки (V ), величина поперечной (осевой) подачи ШК относительно заготовки
(^оп).
На схеме (рисунок 1) представлены 2 варианта проекций ПК (для неизношенного (а) и изношенного, имеющего радиус износа рабочей поверхности R (б) ШК). Изменение вышеуказанных факторов позволило получить наглядное представление о форме и размерах ПК.
(а) проекции поверхности контакта для неизношенного ШК;
(б) для ШК, имеющего радиус износа в поперечном сечении РП;
Т - высота ШК; I, (1та>) - длина дуги контакта (максимальная) ШК с заготовкой; Тр - ширина ПК; Fдo, Fдm -зоны неэффективного резания активными зернами (начальная и текущая); Fро, Fрт - зоны эффективного резания активными зернами (начальная и текущая); Л0, Лт - расстояние от нулевой линии границы перехода (т) от пластического деформирования к стружкообразованию.
Рисунок 1 - Схема для анализа условий работы режущих АЗ
Форма профиля поперечного (осевого) сечения модели РП ШК, в зависимости от степени износа инструмента, в процессе моделирования задавалась следующим образом (рисунок 2):
- отрезками АВ и BF при отсутствии «заборного конуса» в начальный период работы инструмента пос-
ле правки ^=0);
- дугами АС, ЕА1 и отрезком прямой СЕ (при
- дугой АА1 (при R=R ).
Рисунок 2 - Форма профиля модели РП ШК в осевом сечении
Примеры трехмерных изображений, полученных моделированием поверхностей контакта ШК с заготовкой (вид со стороны оси вращения ШК), приведены на рисунке 3.
а)
б)
в)
а) R=0, Snpod=10 мм/об. заготовки;
б) R=0,5R , S =10 мм/об. заготовки;
' ' max прод '
в) R=R , S =40 мм/об. заготовки
' max прод
Типоразмер ШК 1 900Ч80Ч305
Диаметр заготовки - 1800 мм
Глубина шлифования, t - 0,05 мм
Рисунок 3 - Примеры полученных моделированием трехмерных изображений поверхностей контакта ШК с заготовкой (вид со стороны оси вращения ШК)
Влияние упругих и тепловых деформаций в процессе проведения исследований не учитывалось. Полученные данные позволили составить математическую модель для определения текущей площади контакта Fт вида:
(
FT F0
1 + K • T •
Rx
Л
S,
прод J
где F - начальная площадь поверхности контакта при R=O0 (^ = 1ЧБрод);
К, х - эмпирические коэффициенты.
Параметр определяет среднюю глубину шлифования для всей ПК и рассчитывается с использованием зависимости:
^ = 0,667 • I •
гТ
Графики зависимостей параметров, рассчитанных с использованием полученной математической модели, приведены на рисунке 4.
74
ВЕСТНИК КГУ, 2013. №3
Изучение полученных моделированием изображений поверхностей контакта инструмента с заготовкой (рисунки 1, 3) позволило сделать более полный анализ условий и эффективности работы режущих зерен.
Из схемы рисунка 1 видно, что увеличение R приводит к увеличению ширины зоны резания (Тр) и уменьшению числа эффективно работающих Аз и ШК, вследствие увеличения числа зерен, работающих с меньшей длиной и, следовательно, глубиной резания, не позволяющей срезать стружки (зона Fд), осуществляющих только деформирование металла и скольжение по нему. Соотношение площадей зон эффективного резания и деформирования зернами материала заготовки Fp/Ра, разграниченных линией т, условно определяющей начало или конец срезания зернами стружек, в зависимости от направления вращения ШК, уменьшается, т.е. доля давящих зерен возрастает, что приводит к увеличению удельной работы шлифования по удалению припуска и к снижению эффективности работы инструмента в целом. Положение линии т (расстояние л) определяется критической глубиной внедрения вершин активных зерен в материал заготовки, обеспечивающей стружкообразова-ние. При этом по причине изнашивания вершин режущих зерен требуется большая глубина внедрения их в материал заготовки для обеспечения возможности срезания стружки, что приводит к увеличению числа неэффективно работающих зерен и большим силам резания. Общее число активных зерен (па) с увеличением общей площади поверхности контакта также возрастает, что способствует повышению мощности процесса и температуры шлифования.
И. м
Окр, мм
а)
1ср, м
Таким образом, использование вышеприведенных схем позволяет наглядно увидеть качественную картину нагруженности режущих зерен, распределенных по поверхности контакта РП ШК с заготовкой, определить количественные показатели их работы, зависимость от изменения режимов, износа РП ШК и вершин режущих зерен, других условий шлифования.
На основе полученных данных для сохранения исходных режимов работы инструмента (осыпание, самозатачивание, затупление) были разработаны основы алгоритма оптимизации показателей элементов факторного пространства процесса шлифования. В качестве основного критерия и принципа оптимизации было принято постоянство средней силы резания Рр, действующей на активные зерна, величина которой определялась с учетом изменения радиуса износа их вершин (газ) и ^ Требуемые значения при изменении R, газ обеспечивались комплексной последовательной корректировкой параметров режима обработки с доминирующим уменьшением Vр (в 1,30-1,55 раза), увеличением Sпр (в 1,1-2,0 раза) и t (в 1,10-1,25 раза) относительно исходных значений. Такой приоритет и степень изменения факторов в процессе корректировки режима шлифования позволяет сохранить значения отношения Fр/Fд на исходном уровне, эффективность работы режущих зерен и, следовательно, стабилизировать износ инструмента, мощность процесса, свести к минимуму риск термических повреждений шлифованной поверхности, сохранить требуемые показатели качества по точности и шероховатости обработки.
Результаты исследований были использованы для назначения оптимальных режимов обработки и их корректировки при проектировании операций шлифования бочек и шеек прокатных валков на ОАО «Уралмашза-вод» (г. Екатеринбург), внедрении и адаптации импортозамещающего инструмента отечественного производства на ОАО «Курганмашзавод» (г. Курган), решении проблем обработки эвольвентных поверхностей зубчатых колес из сложнолегированных сталей и ряде других проблемных операций абразивной обработки.
Список литературы
1 Переладов А.Б., Кожевников И.В. Изучение геометрических параметров поверхности контакта шлифовального круга с заготовкой для схем круглого и плоского шлифования с использованием твердотельного моделирования // Вестник Курганского университета. Серия «Технические науки». 2005. Вып.2. 249 с.
К, долей от Ктах б)
а) F от Dр (1 - 2- R=0,5хRmax, 3 - R=Rm б) Кр от R Рисунок 4 - Гоафики зависимости
