CC BY
7
ОБРАБОТКА МЕТАЛЛОВ
ТОЧНОСТЬ ОБРАБОТКИ
в ванне для выплавки модельной массы с последующей сушкой оболочек форм.
Для прокаливания и заливки формы были помещены в опоки из жаропрочной стали и засыпаны песком. Прокаливание проводилось в шахтной печи Ц-105А при температуре 900°С с выдержкой в течение 1,5 часов.
После проведения прокаливания и выдержки опоки были размещены на металлическом плацу и залиты износостойким сплавом. Отливки подвергались отжигу и дальнейшей механической обработке.
Такая технология литья позволила значительно сократить затраты на механическую обработку и снизи_ь количество возвратных отходов до 10%.
Рис.4. Нож с пробкой
а) пробка;
б) НОЖ
В случае необходимости применения в гранулирующих ножах резьбового крепления был применен следующий технологический прием - перед запрессовкой парафина в пресс-форме закреплялись шестигранные пробки из стали 45 (рис.4,а). Полученная парафино-стеариновая модель
Фиксатор
ножа с металлическим шестигранником после получения отливок из износостойкой стали позволила снизить затраты на сверление крепежных отверстий ножей и нарезание резьбы (рис.4,6). Для точности установки пробок в пресс-форме на шестигранниках с двух сторон протачивались фиксаторы, которые вставлялись в отверстия, просверленные в пресс-форме.
Шестигранная форма пробки была выбрана для того, чтобы в случае несваривания стали 45 с износостойким сплавом при заливке пробка не проворачивалась в корпусе ножа.
Далее проводилась окончательная термическая обработка: закалка с температуры 1020-1040°С и отпуск при температуре 530°С в течение двух часов [2].
Окончательная механическая обработка заключалась в шлифовке базовых и контактных плоскостей инструмента.
Инструмент, изготовленный по этой технологии, широкс применяется на ОАО «Ангарский завод полимеров», ОАО «Томский нефтехимический завод», ООО «Ди-тапласт» (г. Москва). Стойкость данных ножей часто превышает зарубежные аналоги [1].
Литература
1. Утьев О.М. Анализ и разработка материала для гранулирующего инструмента по переработке пластмасс// Сборник трудов «Механика и машиностроение». -Томск: ТПУ. 2000. С.250-253.
2. Егоров Ю.П., Утьев О.М. Термическая обработка литых сплавов с ванадием для гранулирующего инструмента// Обработка металлов. -2003, №1 (18). С.34-36.
К вопросу определения шероховатости обработанных поверхностей при чистовом торцевом фрезеровании
М. П. ЖУРАВЛЕВ, гл. технолог, канд. техн. наук, ОАО «УралНИТИ»,
г. Екатеринбург
Известно, что значения фактической шероховатости обработанных поверхностей, особенно после чистовых операций резания, существенно отличаются от их расчетных величин. Поэтому в работе [1] показано их определение на основе рассмотрения составляющих высоты микронеровностей в результате физических процессов, сопровождающих резание, т. е.
Яг = ДНг + ДНк + ДНд + ДНш (1)
и обусловлены формой инструмента и кинематикой его перемещения АНг, колебаниями инструмента ДНк, деформациями материала в зоне контакта АНд, шероховатостью рабочей частью инструмента АНш.
Экспериментальная проверка позволила установить, что доминирующее влияние на высоту профиля микронеровностей при чистовом торцевом фрезеровании оказывают параметры АНг, АНш, АНк, а также торцевое биение АНб для многозубого инстэумента. Обычно определение величин первых двух слагаемых не вызывает затруднений, сложнее с определением злияния колебаний, так как их
механизм достаточно не изучен. Часто их значения определяют с помощью эмпирических зависимостей. Но они имеют место, естественно только в тех условиях, где проводился эксперимент.
Вместе с тем влияние колебаний на шероховатость можно выразить, пользуясь общими законами механики. При чистовом торцевом фрезеровании превалирующими являются автоколебания. Если принять за основу модель автоколебаний, которая учитывает ударное взаимодействие зуба фрезы с заготовкой, как условие для возникновения собственных затухающих колебаний, выводящих систему из состояния роопооссия и работу по «следу», оставленному на поверхности резания предыдущим зубом многолезвийного инструмента или на предыдущем обороте- однолезвийным, как условие для возбуждения и поддержания автоколебаний [2], то математическая модель движения системы в рассматриваемом направлении может быть представлена в виде:
ту(0 + пу(0 + Су(0 = Р, (2)
32 №4(21) 2003
РЕМОНТ
ОБРАБОТКА МЕТАЛЛОВ
гдз m- приведенная масса;
Г| - коэффициент демпфирования;
С - жесткость системы;
y(t)' У(0' УОО " соответственно ускорение, скорость и автоколебательное перемещение системы;
P=Cp'bZp*VXp'[a(t)]Yp - составляющая силы резания;
Ср, Хр, Ур, ZP - коэффициенты, зависящие от условий резания;
a(t) - толщина срезаемого слоя;
b - ширина срезаемого слоя.
V - скорость резания.
В результате решения диоференциального уравнения (2), используя ряд допущений, можно получить автоколебательное перемещение системы при работе К-го зуба фрезы :
y(t)=[S/(m W)] eNt- Bk-sin(W-t ), (3)
где: S=mv- ударный импульс;
W = |/W2o + W2p - N2 - суммарная частота собственных колебаний системы;
Wo = ]/C/m " частота собственных колебаний системы;
\Ур=/ср -Ь2р ' УХр/щ - частота собственных колебаний системы при резании;
N = Г|/2т - коэффициент демпфирования;
I - текущее время;
Вк = (еЫт • /2\У )ы- т*"2 - коэофи-циент, зависящий от условий резания и номера зуба;
т = 71 • О /V- Z - время поворота на один углооой шаг между зубьями;
О - диаметр инструмента;
Ъ - число зубьев.
Таким образом, составляющая высоты микронеровности от автоколебательного перемещения системы определяется выражением:
АНа=[8/(ш Л¥)] е"№ Вк (4)
Следовательно, можно получить математическую модель для расчета высоты микронеровностей при чистовом торцевом фрезеровании, учитывающую влияние вышеперечисленных составляющих:
Rz = R- cosy- [/(2R-COSY)2- S2z / 2 +
г
Re 2-2Re Racos(P+s)+R2a /sin(P+e) +
где: Р - радиус при вершине;
у - передний угол;
32 - подача на зуб;
Са, Ха,Уа, - коэффициенты в уравнении зависимости амплитуды автоколебаний от режимов резания;
Ре, Ра - высота микронеровностей, соответственно фаски и задней поверхности;
(3 - угол при вершине;
е - угол фаски.
Математическая модель шероховатости обработанной поверхности (5) при чистовом фрезеровании представляет собой взаимосвязь параметров: инструмента - й, Р, е, у,оборудования - т, с, Г|, режимов - V, Ь с параметрами процесса резания - Ср, Хр,Вк.
Литература
1. Суслов А. Г. Технологическое обеспечение параметров состояния поверхностного слоя деталей. М.: Машиностроение. 1987 208 с.
2. Жарков И. Г. Вибрации при обработке лезвийным инструментом. П.: Машиностроение, 1986, 184 с.
(5)
О формировании системы технологического обеспечения качества ремша рабочих органов почвообрабатывающих и посевных машин
Б. И. КОГАН, профессор, доктор техн. наук, КузГТУ, г. Кемерово, С. А. БОЧАРНИКОВ, аспирант, А. П. ЧЕРНЫШ, аспирант, НГАУ, г. Новосибирск
Несмотря на большой реализуемый опыт восстановления (ремонта) специфичных элементов и кинематических пар сельскохозяйственных машин, еще не сформирована система технологического обеспечения качества ремонта, не систематизированы соответствующие методы и средства. Это не позволяет в полной мере использовать передовой опыт различных предприятий в области ремонта и развивать специализацию региональных ремонтных мастерских.
Не определены объективные закономерности, которые позволяли бы на научной основе сформировать технологические блоки (рис. 1)* по восстановлению и контролю элементов машин с учетом условий эксплуатации. Это делает невозможным создание и функционирование системы технологического обеспечения качества ремонта, объединяющей исходные показатели качества рабочих органов почвообрабатывающих и посевных машин, виды их отказов, способы восстановления и показатели качества вос-
* Технологический ремонтный блок (ТРБ) - это совокупность технологического оборудования, оснастки, методов восстановления, последующей обработки, метрологического обеспечения и оргтехники, позволяющая обеспечить качество ремонтов тождественных элементов техники для конкретных условий эксплуатации.
№4(21)2003 33
