Исследование изменения радиальной составляющей силы резания при обработке прямозубых зубчатых колёс червячными фрезами Текст научной статьи по специальности «Механика и машиностроение»

УДК 621.9.014: 621.833.1

С.И. Тахман, Л.В. Рохин, О.А. Тюкалов

ИССЛЕДОВАНИЕ ИЗМЕНЕНИЯ РАДИАЛЬНОЙ СОСТАВЛЯЮЩЕЙ СИЛЫ РЕЗАНИЯ ПРИ ОБРАБОТКЕ ПРЯМОЗУБЫХ ЗУБЧАТЫХ КОЛЁС

ЧЕРВЯЧНЫМИ ФРЕЗАМИ

Изменение сил резания при фрезеровании зубьев нарезаемых колёс червячными фрезами ставит задачу оценки технологических составляющих в двух системах координат - действующих на фрезу в целом (окружная, радиальная и осевая) и на нарезаемое колесо (крутящий момент, вертикальная сила и сила отжима). Каждая из этих составляющих меняется при движении зуба фрезы по углу контакта с заготовкой (по законам фрезерования) и при перемещении режущих выступов фрезы вдоль линии зацепления (по законам огибания). По первой закономерности зубья фрезы поочерёдно входят под стружку и проходят дугу контакта, увеличивая толщину срезаемого слоя по синусоидальному закону. По второй закономерности в каждой точке линии зацепления режущий выступ фрезы занимает свою угловую позицию относительно нарезаемой величины, что по-разному ориентирует технологические составляющие в каждой из систем координат.

Для совмещения подходов к оценке сил, действующих на фрезу и на колесо, физические составляющие сил на режущих кромках приходится прикладывать к линиям симметрии режущего выступа фрезы и впадины колеса, в которой этот выступ находится. Расчёт сил проводится на одном обороте фрезы в «установившемся» режиме обработки колеса (после полного врезания на глубину впадины при условии, что ширина зубчатого венца нарезаемого колеса

В > 1,5 -д/(2 • гл • т) - (2,25 • т2))).

/Ру,

При зубофрезеровании червячными фрезами для оценки нагрузки на режущий инструмент, кроме главной составляющей силы резания необходимо знать и радиальную составляющую на фрезе, которая оказывает эффект её отжима от обрабатываемой заготовки. Для оценки сил резания, кроме механических свойств обрабатываемого материала, необходимо знать площадь срезаемого слоя, величину и расположение активных длин режущих кромок на зубьях фрезы в любой момент процесса резания. Для решения поставленных задач использована разработанная 3D модель процесса зубофрезерования [1], созданная в системе параметрического проектирования T-FLEX CAD.

Для принятых условий моделирования (z;=14, ¿2=25, m=4 мм, Seepm=2,5 мм/об.заг., обрабатываемый материал - 12ХН3А, зуб нормальной высоты, встречное фрезерование, винтовые стружечные канавки на однозаходной фрезе, передний угол у=0о) определены площади среза и активные длины режущих кромок, полученные через каждые 5° за один оборот фрезы [2, 3].

Расчёт сил Py проведён по методике [4].

Из источника [2]: при заданных геометрических параметрах зуба фрезы степень деформации стружки в единицах относительного сдвига 8=3,5; усадка стружки при у=0° Z=3,2; предел текучести обрабатываемого материала стТ=685 Н/мм2; истинное напряжение образца при разрыве SB=1032 Н/мм2; касательное напряжение в условной плос-

Зуб

Рис. 1. Схема определения угла aPk в сечении зуба

78

С.И. Тахман, Л.В. Рохин, О.А. Тюкалов

Рис. 2 Графики изменения силы Py по углу контакта фрезы с заготовкой (номер зуба определяет угол его расположения во впадине за счёт движения обката)

кости сдвига Тр=775 Н/мм . В этих условиях удельная сила на передней поверхности инструмента вдоль скорости резания Спп составляет 1938 МПа.

Для определения радиальной составляющей силы Рук необходимо знать угол арк между равнодействующей сил в основной плоскости Кхтк и силой, действующей перпендикулярно оси симметрии зуба Рхк для каждого элемента площади среза, который рассчитывается через координаты границ каждой активной длины участков кромок режущего зуба (рис. 1). На рисунке показан случай, при котором вершинный участок зуба в процессе резания не участвует, т.е. Яхп=0.

РУ к RXYk

U ПП ~ СПП ' tg®

sin аРк (1)

Равнодействующая сил Рх и Py рассчитывается через удельные силы на передней и задней поверхностях по зависимости

RXYk = UПП * Sk + UЗП * h . (2)

Удельная сила в направлении нормали к главной составляющей в основной плоскости на передней поверхности инструмента составляет

(3)

где Ю - угол действия равнодействующих сил на соответствующем участке.

По [5]: угол сдвига

^ cos y 11^

&Ф0 = 7-------:— = Z = T7 = °’2857 ’

Z - sin y z 3,5

угол действия равнодействующей сил Ю на передней поверхности режущего выступа червячной фрезы

tga= 1 - (1,1 - tgФ0) = 1 - (1,1 - 0,2857) = 0,6564

. Тогда удельная сила Unn на передней поверхности инструмента в направлении, перпенди-

кулярном вектору скорости резания в основной плоскости, в зависимости (2) составляет

ипп = 1938 • 0,6564 = 1272 МПа

Удельная сила на задней поверхности инструмента в этом же направлении рассчитывается по уравнению

изп = 1,5 • т^(3Д7 • 8 +1)* • Кр+ат • Из,

(4)

где Кр - коэффициент, учитывающий изменение 8 на малых толщинах.

При атах = в < ао = 1,74 • р

K р =

a.

a,

где атах - толщина стружки на выходе с дуги контакта;

ао - граница изменения усадки стружки на тонких срезах;

8? =0,007 мм./зуб. - подача на зуб червячной фрезы;

9=32,86° - угол контакта фрезы с заготовкой;

р=0,01 мм. - рабочий радиус округления режущих кромок зубьев фрезы.

Тогда

0,0038

= 0,467

0,0174

При Из=0,3 мм.- принятая по рекомендациям максимальная ширина площадки износа на задней поверхности инструмента составляет

изп = 1,5 • 775 • 0,01 *(3,17 • 3,5 + 1)х

х 0,6564 • 0,467 + 685 • 0,3 = 43 + 206 = 249

Н/мм

Суммируя значения Ру\ от каждой кромки зу-

ба находящегося под стружкой в данный момент времени получим суммарную величину радиальной составляющей силы действующей на каждый зуб червячной фрезы (при данном угле поворота). Радиальные составляющие на нарезаемом колесе из-за их проектирования на линию симметрии впадин приходится объединять в общую силу с учётом угловых шагов колеса.

мгновенной суммарной силы отжима, действующей на фрезу в данный момент времени, учитывает все зубья z¡, находящиеся под стружкой. Для схемы на рис. 3:

X РУ = РУ 2 + Р ■ C0S V) - (P • SÍn V) .

На рис. 4 показан характер изменения суммарной силы отжима на одном обороте фрезы в «установившемся» режиме обработки.

Расчёт средней силы отжима РуСр на фрезе проведён с использованием удельной работы каждого режущего выступа реек фрезы на дуге контакта с нарезаемым колесом (индекс i относится к номерам зубьев расположенных на дуге контакта)

Р =

Yep

1

2 ■п

^1

j РY qi ■ d9.

(5)

i=1

Рис. 3 Схема расположения сил Р2 и Ру на фрезе (у - угловой шаг зубьев фрезы)

Изменения величины сил Ру по углу контакта зубьев фрезы с заготовкой для некоторых положений их во впадине нарезаемого колеса представлены на рис. 2. При этом нумерация зубьев после 14 продолжается на следующих витках.

Площадь под кривой силы Ру, представляющая собой числитель формулы (5), является подынтегральной. Полученная средняя величина силы Рур показана штрихпунктирной линией (рис. 4).

Максимальные и минимальные значения берутся с графика на рис. 4.

Таким образом, с помощью разработанной схемы моделирования и с учётом геометрических

Рис. 4 График изменения суммарной силы отжима на одном обороте фрезы при формировании

полной высоты зуба

Путём суммирования рассчитанных величин сил Ру на зубьях с учётом расположения каждого режущего выступа реек на своём уровне по углу контакта получены значения суммарных сил отжима для каждой из четырнадцати реек.

Значения сил Р? [2] и Ру на режущих выступах геометрически складываются с учётом направления их действия по мере поворота фрезы для оценки проекций этих сил на плоскость, перпендикулярную оси заготовки (рис. 3). Уравнение

условий силового взаимодействия червячной фрезы и нарезаемого колеса можно определять мгновенные максимальные и минимальные значения, а также среднюю величину радиальной составляющей силы резания в процессе зубофрезерования при любых условиях обработки.

Максимальные значения можно использовать в качестве ограничителя при назначении режимов обработки или в системах оптимизации режимов резания при зубофрезеровании.

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ

1. Тахман, С.И. Создание 3D модели процесса зубофрезерования/ С.И. Тахман, Л.В. Рохин, О.А. Тю-калов //Вестник КГУ: серия «Технические науки». - Курган: Изд-во КГУ, 2010. - №1(17). - С.118—120.

2. Тахман С.И. Теоретический расчёт графика изменения главной составляющей силы резания при зубофрезеровании/ С.И. Тахман, Л.В. Рохин, О.А. Тюкалов//Современные проблемы машиностроения: труды V Международной научно-технической конференции. -Томск: Изд-во Томского политех. ун-та, 2010.-С.638-643.

3. Тахман С.И. Обобщённое описание зоны резания и исследование изменения главной составляющей силы резания при обработке прямозубых зубчатых колёс червячными фрезами/С.И. Тахман, О.А. Тюкалов//Инновационные технологии в автоматизированном машиностроении и арматуростроении: материалы Международной научно-технической конференции. - Курган: Изд-во КГУ, 2010.- С.152-157.

4. РозенбергЮ.А., Тахман С.И. Силы резания и методы их определения: учебное пособие.- Курган.: Изд-во КМИ, 1995.-Ч.1.-130с.

5. Зорев, Н.Н. Вопросы механики процесса резания металлов.- М.: МашГиз, 1956.- 368с.

□Авторы статьи:

Тахман Симон Иосифович, докт. техн. наук, проф. каф. "Технология машиностроения, металлорежущие станки и инструменты" (Курганский государственный университет). Тел.: 8-(3522) 23-04-05

Рохин

Леонид Владимирович, канд.техн.наук, доц. каф. "Технология машиностроения, металлорежущие станки и инструменты" (Курганский государственный университет). Тел.: 8-(3522) 23-04-05

Тюкалов Олег Александрович аспирант каф. "Технология машиностроения, металлорежущие станки и инструменты" (Курганский государственный университет) e-mail: [email protected]

УДК 621.01

Ю.Г. Гуревич, В.Е. Овсянников, В. А. Фролов

К ВОПРОСУ ПОВЕРХНОСТНОГО УПРОЧНЕНИЯ ДЕТАЛЕЙ

ИЗ СЕРОГО ЧУГУНА

В машиностроении для изготовления деталей машин очень часто используется ферритоперлитный серый чугун марок СЧ 15, СЧ 20. Однако, одним из факторов, который затрудняет более широкое его внедрение в промышленную практику, являются проблемы, возникающие при его упрочнении. Дело в том, что поверхностная закалка ТВЧ не применяется для серых чугунов из-за того, что процесс превращения феррита в аустенит является длительным, а объемная закалка обеспечивает только перлитные структуры. Традиционные методы диффузионного хромирования позволяют получить лишь небольшую глубину упрочненного слоя (0.010-0.040 мм) из-за образования карбидов.

Наиболее часто для упрочнения деталей из серого чугуна на сегодняшний день используются достаточно трудоемкие и весьма энергоемкие методы, такие как электролитическое хромирование и лазерная закалка [1,2], которые помимо всего прочего позволяют получить сравнительно небольшую толщину упрочненного слоя (до 0.25 мм).

Целью данной работы являлась разработка простой, надежной и экономически выгодной технологии поверхностного упрочнения деталей из феррито-перлитного серого чугуна, которая обеспечит износостойкость их поверхности на необходимую толщину при минимальном изменении исходной микроструктуры и макрогеометрии.

Таблица 1. Оценка технического уровня метода диффузионного хромирования

№ Наименование Значение показателей

показателя DP 055 YLR 3000 Дифф. хром

1. Производительность установки, шт/смену 3 3 4 1,3 1,3

2. Толщина упрочненного слоя, мм 0,2 0,2 1,08 5,4 5,4

3. Потребляемая мощность, кВт 50 20 10 5 2

4. Относительная износостойкость упрочненного слоя 4 4 4 1 1

5. Занимаемая площадь, м2 3 5 3 1 1,6

6. Стоимость установки, тыс. руб. 1020 2500 100 10 25

В работе рассматривалось диффузионное хромирование оксидом хрома Сг203. Было сделано предположение, что поверхностной энергии основы серого чугуна хватит для диссоциации молекулы оксида хрома, атомы хрома и кислорода будут адсорбироваться, и диффундирующий внутрь атомарный кислород будет окислять элементы основы серого чугуна и устранять тем самым препятствия для диффузии хрома вглубь сплава. Эксперименты это убедительно подтвердили.

Для экспериментов диффузионного хромирования была выбрана цилиндрическая деталь в форме кольца из феррито-перлитного серого чугуна СЧ20. Деталь помещали в контейнер и нагревали в контакте с порошком хрома Сг203 при 1173-1373 К в печи с графитовым нагревателем в течении 2, 4 и 8 часов. После выдержки в печи деталь подвергали поверхностной закалке. При исследовании поверхностного диффузионного слоя: измерялась глубина упрочненной зоны; определялась твердость и микротвердость до и после закалки, а также определялась удельная работа абразивного износа.

Твердость диффузионного слоя после хромирования до закалки 30-40ИЯС (твердость увеличилась в 2-2.5 раза), после закалки и отпуска - 58-65ИЯС (твердость увеличилась в 3-3.5 раза по сравнению с исходной). На рис. 1 показано распределение микротвердости по толщине диффузионного слоя после хромирования и закалки по сравнению с лазерной закалкой [2].

Данное сравнение показывает, что предлагаемая сравнительно простая технология хромирования и поверхностной закалки феррито-перлитного серого чугуна обеспечивает микротвердость поверхностного слоя соизмеримую с лазерной закалкой высокопрочного чугуна ВЧ-40, но распределяется по толщине диффузионного слоя более равномерно и может обеспечивать глубину закаленного слоя почти в 2 раза большую, чем при обработке лазером. В отличие от лазерной обработки, микротвердость упрочненного диффузионного слоя по мере увеличения его глубины - воз-

растает. Кроме того, закалка лазером обеспечивает только закаленные дорожки на поверхности детали, в то время как диффузионное хромирование упрочняет всю поверхность детали.

В результате испытания образцов после диффузионного хромирования и закалки на абразивный износ, была получена удельная работа абразивного износа, соизмеримая с удельной работой абразивного износа высокохромистого чугуна и в 35-38 раз большей по сравнению с исходным серым чугуном СЧ20.

Эффективность разработанного метода диффузионного хромирования была оценена по коэффициентам технического уровня, которые определяются по «Временным методическим указаниям по оценке технического уровня и новизны научноисследовательских и конструкторских работ». Оценка технического уровня производится по шести показателям:

- производительность процесса;

- толщина упрочненного слоя;

- потребляемая мощность;

- относительная износостойкость покрытия;

- площадь, занимаемая установкой;

- стоимость установки.

В ходе расчетов было проведено сравнение разработанной технологии с наиболее совершенным в техническом плане аналогом - лазерной закалкой. Процесс диффузионного хромирования производится в камерной печи, а для лазерной закалки рассмотрим два варианта - закалку при помощи промышленного твердотельного лазера БР 055 и промышленного волоконного лазера УЬК-3000 как более совершенного в техническом плане. Оценка технического уровня приведена в табл. 1.

Коэффициенты технического уровня определяются следующим образом:

КТу

2 ъ

1=1

а)

7., мм

б)

7., мм

Рис. 1. Распределение микротвердости по толщине диффузионного слоя после закалки (а) в сравнении с закалкой лазером (б)

п

где п - количество сравниваемых показателей;

qi - соотношение показателей принятого и проектируемого процесса.

Для 1, 2 и 4 показателя:

Чг =

Для 3, 5 и 6 показателя:

PR

P

AH

Чг =

P

AH

P

где Ррк, РАН численные значения показателей

аналога и проектируемого процесса.

Коэффициент технического уровня по совокупности показателей для аналога БР 055:

KTYI =

X Чг = 1,3 + 5,4 + 5 +1 +1 +10

= 3,95

n 6

Коэффициент технического уровня по сово-

купности показателей для аналога YLR 3000:

Kjy 2 =

X Чг

1,3 + 5,4 + 2 +1 +1,6 + 25

= 6,1

п 6

Коэффициенты технического уровня метода диффузионного хромирования по сравнению с аналогами существенно больше единицы. Это говорит о том, что технический уровень разработанного процесса диффузионного упрочнения соответствует лучшим достижениям в области упрочнения поверхностей деталей из серого чугуна.

Заключение: Как видно из таблицы 1 разработанная технология позволяет снизить энергопотребление при упрочнении деталей из серого чугуна в 2-5 раз, при этом обеспечить глубину упрочненного слоя более чем в 5 раз большую, чем при обработке лазером и снизить капитальные затраты в 10-25 раз.

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ

1. Лазерные технологии обработки материалов: современные проблемы фундаментальных исследований и прикладных разработок. / В.Я. Панченко [и др.]. - М.: ФИЗМАТЛИТ, 2009. - 664 с.

2. Ковенский И.М. Металловедение покрытий. Учебник для вузов. / И.М. Ковенский, В.В. Поветкин. М.: Интермет Инжиниринг, 1999. -296с.

3. Гуревич Ю.Г. Поверхностное упрочнение деталей из серого чугуна / Ю.Г. Гуревич, В.В. Марфи-цын, В.А. Фролов // Упрочняющие технологии и покрытия. - М.: Машиностроение. - 2010. - №05. - с 4145.

4. Гуревич Ю.Г. Поверхностное упрочнение деталей из феррито-перлитного серого чугуна диффузионным хромированием. / Ю.Г. Гуревич, В.А. Фролов, В.Е. Овсянников // Компьютерное моделирование физико-химический свойств стекол и расплавов: Труды Х Российского семинара под общ. ред. Б.С.Воронцова. - Курган: Изд-во Курганского гос. ун-та, 2010. - с 98-99.

5. Гуревич Ю.Г. Разработка инновационной технологии поверхностного упрочнения деталей из серого чугуна. / Ю.Г. Гуревич, В.А. Фролов, В.Е. Овсянников // Инновационные технологии в автоматизированном машиностроении и арматуростроении: Материалы международной научно-технической конференции. - Курган: Изд-во Курганского гос. ун-та, 2010. - с 198-201.

□ Авторы статьи:

Гуревич Юрий Григорьевич, докт. техн. наук, проф каф. инноватики и менеджмента качества (Курганский государственный университет), email: [email protected]

Овсянников Виктор Евгеньевич, канд. техн. наук, старший препод. каф. «Автомобили» (Курганский государственный университет), email: [email protected], ,

Фролов

Виктор Александрович, руководитель УВП. (Курганский государственный университет)