CC BY
29
Использование CAE для повышения эффективности высокотехнологичных процессов механообработки на примере хонингования
В практике ведущих промышленных предприятий широко применяются средства автоматизации конструирования. Современные системы CAD-CAE-CAM позволяют организовать сквозной производственный процесс от этапа конструкторской разработки до выпуска изделия. Средства CAE обычно используются при проектировании и поэтому лучше знакомы конструктору. Между тем, применение этих инструментов для анализа технологического процесса открывает новые возможности для инновационных решений в технологии. В данной статье рассматриваются приложение инструментов CAE к исследованию процесса формирования точности формы и размера при хонинговании гильзы двигателя внутреннего сгорания и погрешностей, возникающих из-за ее нагрева и температурных деформаций в процессе обработки.
Ключевые слова: моделирование, CAE, точность, температурные деформации, хонингование.
Л. Я.Гиловой,
к. т. н., доцент, кафедра станков, ФГБОУ ВО «МГТУ «СТАНКИН»
l.gilovoi@stankin.ru
Геометрические погрешности гильзы регламентированы ГОСТ Р 53809-2010 и, в зависимости от типа двигателя и размера гильзы, они составляют: на внутренний диаметр 0,03...0,06 мм, на профиль продольного сечения и некруглость внутреннего диаметра допуск составляет 0,01.0,012 мм. В процессе обработки важно обеспечить соосность заготовки и инструмента, отсутствие деформаций тонкостенной заготовки при ее закреплении. В связи с этим при хонинговании часто применяют закрепление гильзы в резиновой манжете, обеспечивающей установку гильзы по хону. Зажим — разжим заготовки выполняется обжимом манжеты с помощью сжатого воздуха.
Предварительное хонингование выполняют на высоких скоростях и при относительно большом припуске для исправления погрешностей расположения и формы отверстия. Значительные усилия могут приводить к упругим деформациям заготовки [13]. Окончательное хонингование, в отличие от большинства других методов механообработки, проводится с меньшими скоростями, что способствует уменьшению погрешностей обработки, в том числе, вызванных температурными деформациями заготовки, но снижает производительность процесса. Температура заготовки обычно не превосходит 50...100°С [1-4], что в зависимости от ее размера, может приводить к изменению диаметра на 0,03.0,05 мм.
Заготовка под действием подвижного источника тепла, роль которого играет процесс хонингования, нагревается и изменяет свою геометрию, что приводит к возникновению погрешности обработки. При этом погрешность размера пропорциональна изменению
температуры заготовки, а погрешность формы пропорциональна неравномерности нагрева заготовки. Современные системы CAE — компьютерные средства инженерного анализа позволяют проанализировать возникающие температурные деформации в условиях сложного нагрева и охлаждения объекта исследования [8, 9, 11, 13, 14].
Учитывая, что время обработки превышает время температурной стабилизации [4, 5], процесс нагрева заготовки подвижным источником можно представить как результат действия эквивалентного распределенного источника тепла и рассматривать задачу в стационарной постановке.
В соответствии с [6, 10, 12] работа хонингования практически полностью переходит в тепло. Окружная сила Рок пропорциональна суммарной площади рабочей части хонинговальных брусков Sбр и удельному давлению брусков ру: Рок=рок S6fi ру. Коэффициент пропорциональности рок в первом приближении принимается равным 0,4. Распределение тепла между заготовкой, инструментом, стружкой, СОЖ зависит от скорости обработки [7]. Часть количество тепла, переходящего в заготовку, для скоростей W=40...80 м/мин составляет 0,4.0,65. Таким образом, оценить тепло (Q, Вт), поступающее в заготовку, можно с помощью выражения:
Q = 0,4 ¿зг W \ Ру
(1)
где ¿зг=0,4...0,65.
Общее количество тепла, поступающего в заготовку, рассчитанное для разных режимов обработки [6] в соответствии с (1), приведено в табл. 1.
ю о
OJ
N о N
СО
S S
J
<
CQ О X X S
Таблица 1
Режимы обработки и поступление тепла в заготовку
Вид хонинго-вания № пп Рокк Н рБ, кПа W, м/с P, кВт Q, кВт
Полирование 1 1536 400 0,67 1,0 0,62
2 1920 500 0,83 1,6 0,99
3 2304 600 1,00 2,3 1,48
Чистовое 4 2304 600 0,83 1,9 1,19
5 3072 800 1,00 3,1 1,97
6 3840 1000 1,17 4,5 2,91
Предварительное, черновое, получистовое 7 3840 1000 1,00 3,8 2,46
8 5760 1500 1,17 6,7 4,37
9 7680 2000 1,33 10,2 6,66
Рис. 1. Расположение теплового источника: а — тепловой источник в крайних положениях не образует зону перекрытия; б — в крайних положениях тепловой источник образует зону перекрытия 3; 1 — гильза, 2 — тепловой источник, 8 — ход хона, А — перебег хона, LГ и LХ — длина гильзы и длина хона
ю о
(N
CN О N
аэ
J
<
CQ О
Примем, что осевая скорость хона V изменяется по гармоническому закону и будем исходить из предпосылки, что количество тепла, полученного элементарной кольцевой площадкой ¿¥, выделенной на поверхности гильзы, пропорционально времени действия £ теплового источника мощностью д (Вт/м2) на этот участок на эту площадку.
В зависимости от соотношения длины и хода хона возможны три схемы нагрева заготовки (см. рис. 1):
1) области обработки в крайних положениях хона не перекрываются и между крайними положениями распределенного источника (2) получается «разрыв», см. рис. 1, а;
2) области обработки в крайних положениях хона перекрываются (см. рис. 1, б), распределенный источник образует «перекрытие» (зона 3);
3) источник в крайних положениях «соприкасается», т. е. зона перекрытия (3) вырождается в точку. Графики на рис. 1 отражают скорость крайних
точек распределенного источника в приведенном масштабе, соответствующих левому (пунктир) и правому (сплошная линия) торцу хона. На рис. 1 начало координат совпадает со средним сечением гильзы, а ось X, сориентированная вдоль оси гильзы, отражает линейный размер, приведенный к масштабу [-п/2; п/2], 5 — ход хона, А — перебег хона, ЬГ и ЬХ — соответственно длина гильзы и длина хона.
Время действия источника тепла на площадку ¿¥ определяется схемой нагрева заготовки и координатой X площадки, так как от последней зависит средняя скорость и активная длина источника ЬА, проходящая над площадкой ¿Е
Из рис. 1 а можно заключить, что для каждой схемы справедливо равенство:
ЬА = Ьх при | X| < ЬГ/2 + А - Ьх,
в противном случае
LA = Lг/2 + А - | X |.
Исключение составляет зона перекрытия второй схемы, в которой источник тепла присутствует все время обработки.
Вычисляя время действия источника, как отношение Ьа к средней скорости хона V на произвольном участке гильзы [х0; х^]:
V=
\ СХ(Р
Хф Xq
/<р
vdx,
можно построить графики распределения тепловой мощности квазистационарного источника вдоль оси гильзы. На рис. 2 приведены графики, полученные для источника q=10 КВт/м2.
Традиционно, охлаждение заготовки выполняется за счет подачи СОЖ в зону обработки. Для охлаждения наружной поверхности гильзы, в манжете выполняют глубокое рифление так, чтобы СОЖ, попадающая в полости, могла омывать и наружную стенку гильзы. Между тем, интенсивность охлаждения можно увеличить, подавая охлаждающую жидкость через манжету. Для этого достаточно сжимать манжету со сквозными отверстиями в стенке с помощью СОЖ. Моделирование процесса нагрева и охлаждения, расчет температурного поля гильзы выполнялось с помощью приложения Flo пакета SolidWorks. Приложение Flo пакета SolidWorks использует метод конечных объемов для решения задач гидрогазодинамики и теплопередачи. Модель теплообмена гильзы учитывает следующие физические эффекты: движение жидкости в каналах, образованных стенкой гильзы и удерживающей гильзу
-15- КВт/м: у
перекрытие 1 у*-* ' /п \ \ \
^^■совпадение ••А- разрыв 1 /и 1 / \ \ \ \
Jl* ' J J7\11 ¥ \0 V 1 Д\ i / \v > V "'А
у V 'А..
А-"4 А / \
/ 4 / \ V ^ \
'"" /......... 0 ё —6- ч %
100 мм 150
Рис. 2. Изменение плотности теплового потока вдоль оси гильзы
Рис. 3. Результаты моделирования: а — движение СОЖ в каналах охлаждения; б — температурное поле стенки
гильзы; 1 — стенка гильзы; 2 — манжета; 3 — поле скоростей жидкости в каналах рубашки охлаждения; 4 — расчетная область
Рис. 4. Температурные деформации гильзы для схемы охлаждения: а — традиционной; б — через манжету
резиновой манжетой (см. рис. 3), конвективный теплообмен гильзы с жидкостью, омывающей ее внешнюю поверхность, теплопередачу между гильзой и манжетой, теплообмен излучением. При построении расчетной схемы использована возможность сокращения размерности модели благодаря симметрии решения. Результаты расчета (см. рис. 3) представляют собой линии тока и поля скоростей жидкости, движущейся в каналах рубашки охлаждения, поля температур жидкости и твердых тел. На рис. 3, а, отражены поле скоростей жидкости (3), движущейся в каналах рубашки охлаждения, которая образована стенкой гильзы (1) и манжетой (2). Расчет выполнен внутри расчетной области (4) с симметричными граничными условиями. На рис. 3, б показано температурное поле гильзы в осевом сечении расчетной области для схемы нагрева с перекрытием.
Пример расчета температурных деформаций гильзы, полученный для схемы с перекрытием и режима обработки № 9 из табл. 1 при разных вариантах охлаждения, показан на рис. 4. Расчет выполнен с помощью приложения Simulation пакета SolidWorks, реализующего расчеты методом конечных элементов.
Основные результаты расчетов, выполненные для режимов обработки № 2 и № 9 из табл. 1 для традиционной схемы охлаждения (ТСО) и с охлаждением через манжету (ОЧМ) приведены в табл. 2. Схемы нагрева в табл. 2 обозначены:
• схема с разрывом — «Р»;
• схема с совпадением — «С»;
• схема с перекрытием — «П».
Полученные значения температур и погрешностей геометрии хорошо согласуется с результатами работ [1-4] и ГОСТ Р 53809-2010. Так, получистовая обработка приводит к нагреву заготовки до 87°С, а полирование — до 37°С.
Анализ полученных результатов показывает, что большие значения температур гильзы возникают при обработке, соответствующей схеме нагрева с перекрытием (на 1.5...19,5°С). Большие значения соответствуют получистовой обработке, меньшие — полированию. Применение схемы охлаждения через манжету приводит к значительному (на 3...20°С) снижению температуры заготовки. Большие значения соответствуют получистовой обработке, меньшие — полированию.
Отклонение от цилиндричности в форме бочкоо-бразности снижается при переходе от получистового хонингования к полированию. Результаты моделирования средствами CAE SolidWorks показывают, что изменением схемы охлаждения можно добиться уменьшения бочкообразности на 13.26% при получистовом хонинговании и на 20.35% при полировании.
Основные выводы
1. Современные системы CAE представляют собой мощный инструмент для анализа конструкции не только на стадии ее эксплуатации, но и на стадии изготовления.
2. Температурные деформации гильзы при хонин-говании оказывают существенное влияние на точность размера и формы. Погрешности формы,
Таблица 2
Результаты моделирования
Охлаждение ТСО ОЧМ ТСО ОЧМ
Вид обработки 2 2 9 9
Схема нагрева Р С П Р С П Р С П Р С П
Минимальная температура, °С 25 25,5 27 22 22,6 23,5 37,5 38 57 28,5 36,5 40
Максимальная температура, °С 35 36,1 37 26 26,5 26,9 81 82,8 87 42,5 65 66,8
Отклонение от цилиндричности, мкм 1,75 1,85 2,85 1,3 1,2 1,8 11,5 13,2 17,6 7,4 11,3 17
ю о
CN
cJ о сч
оо
J <
СО
о
как следствие неравномерного нагрева, особенно ощутимы при предварительном хонинговании.
3. Применение охлаждения гильзы через манжету позволяет повысить точность формы на этапе получистового хонингования на 13...26 %, тем самым сократив полное время изготовления детали и на 20.35% при окончательной обработке.
Список использованных источников
1. Бабичев А. П. Хонингование. — М. : Машиностроение, 1965.
- 96 с.
2. Кудояров Р. Г. Повышение точности формы и качества поверхности деталей при алмазном хонинговании на мехатронных станка: дис. д-ра техн. наук. Уфа, 2003. - 293 с.
3. Левин Б. Г. Алмазное хонингование отверстий/Б. Г. Левин, Я. Л. Пятов. — Л.: Машиностроение, 1969. -112 с.
4. Прецизионная обработка деталей алмазными и абразивными брусками/М. С. Наерман, С. А. Попов. - М. : Машиностроение, 1971. - 224 с.
5. Чеповецкий И. X. Тепловые явления при алмазном хонинго-вании/Станки и инструмент. - 1966. - № 12. - С. 30.
6. Технология обработки абразивным и алмазным инструментом: Учебник для машиностроит. техникумов/З. И. Кремень, Г. И. Буторин, В. М. Коломазин и др.; под общей редакцией З. И. Кремня. - Л.: Машиностроение, 1989. - 207 с.
7. Панова О. Г. Повышение эффективности операций хонинго-вания на основе анализа температурных деформаций инструмента и детали: диссертация канд. техн. наук. - Рыбинск, 2004.
- 166 с.
8. Соболев А. Н., Некрасов А. Я., Арбузов М. О. Усовершенствованная методика проектирования зубчатых и червячных колес в САЭ/САЕ-системах. Вестник МГТУ «Станкин» 2014 № 2.
- С. 81-86.
9. Полканов Е. Г. Новиков В. С. Шлифование зубчатых колес по различным технологическим схемам высокопористыми кругами. Вестник МГТУ «Станкин» 2014 № 3. - С. 79-82.
10. Старков В. К., Блау П., Генцен Й. Влияние состава инструмента из кубического нитрида бора на процесс шлифования закаленной стали в экстремальных условиях. Вестник МГТУ «Станкин» 2013 № 3. - С. 8-12.
11. Горин Н. А. Оценка удаляемого сечения при глубинном шлифовании. Вестник МГТУ «Станкин» 2012 № 2. - С. 61-63.
12. Горелов В. А., Жуплов М. В. и др. Исследование сил резания в процессе шлифования титанового сплава Вт3-1. Вестник МГТУ «Станкин» 2012 т. 1 № 1. - С. 73-77.
13. Косов М. Г., Соболев А. Н., Некрасов А. Я. Информационная структура системы нетвердотельного моделирования. Вестник МГТУ «Станкин» 2015 № 1. -С. 108-111.
14. Внуков Ю. Н., Гермашев А. И., Дядя С. И. Влияние свойств упругой системы тонкостенной детали на эффективность и качество обработки при концевом фрезеровании. Вестник МГТУ «Станкин» 2014 № 3. - С. 450-53.
Application of CAE to analysis of technological processes using the honing.
L. Y. Gilovoi, PhD of Technics, associate professor of Department of machine tools, MSTU «STANKIN»
Leading industrial companies are widely used automation system of design. These CAD-CAE-CAM systems reduce the preproduction stage from design to manufacture. CAE tools are commonly used in the design, and therefore they are more familiar to the constructor. However, the use of these tools to analyze the processing procedure opens up new opportunities for innovation in the technology. This article discusses the application CAE tools to the study of the heat effect of honing on the accuracy of the liner of internal-combustion engine.
Keywords: modeling, CAE, working accuracy, thermal deformations, honing.
Лаборатория искрового плазменного спекания центра коллективного пользования МГТУ «СТАНКИН»
Лабораторию возглавляет приглашенный ученый из Испании Торресильяс Рамон Сан Миллан, являющийся основателем и руководителем Центра исследований наноматериалов и нанотехнологий при Испанском национальном исследовательском совете. Открытие в университете этой лаборатории стало возможным благодаря победе МГТУ «СТАНКИН» в третьем открытом конкурсе на получение грантов в рамках Постановления Правительства РФ № 220.
В настоящее время искро-плазменное спекание (SPS - spark plasma sintering) является чрезвычайно перспективным процессом для применения в самых различных областях машиностроения, так как позволяет получать детали практически со 100% плотностью из любых даже разнородных материалов — металлов и сплавов, карбидной, нитридной и оксидной керамики. Сам процесс представляет собой спекание исходного порошкообразного материала под действием механического усилия (10-100 т) и импульсов тока (до 60000А). Ист- ходный материал размещается в матрице из графита, CN помещаемой под пресс в вакуумной камере. Электроды, интегрированные в механическую часть пресса, подводят электрический ток к матрице и создают искровые ^ разряды между спекаемыми частицами материала, ^ обеспечивая интенсивное взаимодействие. s Целью работы научного коллектива лаборато-
S рии сегодня является получение в области искро-jj плазменного спекания целого ряда фундаментальных to и прикладных результатов мирового уровня, ориенти-® рованных на потребности отечественных машино-I строительных предприятий.
