CC BY
52
УДК 621.9.048.7, 621.923.01
А. А. Барзов, А. Л. Галиновский, С. К. Сальников, В. М. Елфимов
ПОВЫШЕНИЕ РЕЗУЛЬТАТИВНОСТИ УЛЬТРАСТРУЙНОЙ ОБРАБОТКИ ПУТЕМ ОПТИМИЗАЦИИ КИНЕМАТИЧЕСКОГО ФАКТОРА
Рассмотрен вопрос необходимости учета кинематического фактора (угла атаки ультраструи) в процессе ультраструйной обработки материалов в целях обеспечения повышения производительности технологического процесса. Приведено краткое описание понятия кинематический фактор и обоснована результативность оптимизации методом экспертных оценок. Предложены математическая модель влияния кинематического фактора резания и результаты его экспериментального изучения.
E-mail: [email protected]; [email protected]; [email protected]; [email protected]
Ключевые слова: кинематический фактор, ультраструйная технология,
повышение производительности обработки, качество обработки.
Ультраструйная технология (УСТ) — характерный пример инновационной технологии современного машиностроительного производства. В последние годы помимо традиционных областей ее применения, таких как резка труднообрабатываемых материалов, очистка и упрочнение поверхностей изделий, появились абсолютно новые направления ее научно-практического развития: ультраструйная диагностика и обработка жидкостей. Таким образом, УСТ представляет собой совокупность методов и средств создания и реализации таких параметров высокоэнергетической компактной струи жидкости, которые при ее взаимодействии с окружающей средой, например при динамическом торможении о твердотельную мишень, способны привести к фиксируемым целенаправленным изменениям в обрабатываемом материале и/или в самой жидкости.
Анализ показал, что одним из основных параметров, существенно влияющих на результативность всех видов УСТ, является кинематический фактор (КФ), определяющий взаиморасположение ультраструи жидкости и нормали поверхности обрабатываемого изделия в месте их ударно-динамического взаимодействия. Однако применительно к УСТ и, в частности, для гидрорезания данный фактор подробно теоретически не исследовался.
Поэтому одной из целей совершенствования УСТ является повышение результативности обработки материалов путем оптимизации КФ взаимодействия сверхскоростной струи жидкости с обрабатываемым материалом.
Под КФ ультраструйной обработки (УСО) будем понимать совокупность угловых параметров, характеризующих направление действия ударно-силовых нагрузок жидкостного или гидроабразивного потока, в частности в виде компактной гидроструи на поверхность твердотельной мишени - обрабатываемой заготовки.
Условно в КФ гидроструи можно выделить интегральную и дифференциальную координаты. Интегральная координата КФ представляет собой угловую координату вектора коллективного (результирующего) движения частиц струи жидкости относительно поверхности, с которой она взаимодействует. Под дифференциальной координатой КФ понимается истинная угловая координата, характеризующая взаиморасположение векторов нагрузок, действующих на поверхность в некоторой малой области, относительно нормали и/или касательной в анализируемой точке поверхности.
По физическому смыслу КФ весьма близок к понятию угла атаки в гидроаэродинамике, так как характеризует энергодинамическое взаимодействие набегающего потока (струи) жидкости или газа на твердое тело (преграду, мишень). Однако в ультраструйной технологии, как правило, геометрические параметры струи, например ее диаметр, много меньше размеров мишени (обрабатываемой заготовки).
Кинематический фактор как функцию времени можно разделить
на:
— нестационарный, когда изменением во времени КФ с точки зрения его влияния на результат взаимодействия ультраструи с преградой пренебречь нельзя. Характерным примером нестационарного КФ служит очистка поверхностей пульсирующими струями, совершающими колебательное движение относительно их осей — вибрационная УСО;
— квазистационарный, когда при анализе результативности КФ динамическим изменением во времени взаиморасположения вектора силового воздействия на преграду и нормали к поверхности в точке воздействия можно пренебречь. Примером этого вида КФ можно считать вариант классического гидрорезания листовых материалов.
Очевидна необходимость подразделения КФ на объемный и поверхностный.
На рис. 1 представлена структурная схема и классификация проявления КФ в различных областях практического использования УСТ [1,2]. Согласно этой схеме КФ является весьма важным технологическим параметром, в значительной мере характеризующим производительность и качество УСО материалов в целом.
Кинематический фактор применительно к проблематике УСТ является далеко не единственным параметром, влияющим на выходные характеристики данной технологии. Поэтому обоснование перспективности его изучения и оптимизации представляется значимой методической задачей, решение которой на начальном этапе исследования
Рис. 1. Структурная схема и классификация кинематического фактора ультраструйной обработки:
а — угол атаки струи (кинематический фактор); aopt — оптимальный угол атаки струи; Н — толщина разрезаемого материала; Б — скорость подачи инструмента (струи); т — время обработки
будем искать методом экспертных оценок (МЭО). Применение этого метода также связано с трудноформализуемым сравнением потенциальной результативности оптимизации КФ по отношению к другим, более развитым и изученным направлениям повышения эффективности операционных УСТ, в частности УСО материалов. Такой подход позволяет методически верно обосновать актуальность изучения КФ как параметра управления качеством УСТ в целом. Функцию базового МЭО выполнял метод взвешенной суммы:
п
и = ^ СгКг , (1)
г=1
где и — итоговая оценка инновационного потенциала анализируемого конструкторско-технологического решения (КТР) и/или мероприятия, параметра, фактора и т.д.; — весовой коэффициент, индивидуализирующий значимость критерия Кг, характеризующего некоторое качество КТР; п — общее число критериев качества (оценок).
Рис. 2. Результаты итоговой оценки значимости исследований различных факторов УСТ
На первом этапе реализации МЭО путем опроса экспертов были сформулированы основные критерии, характеризующие значимость возможных положительных изменений эффективности УСО в результате целенаправленного варьирования технологических параметров. На втором этапе анализа перед экспертами была поставлена задача сформулировать основные способы повышения эффективности УСТ и провести их количественную оценку.
После формализации мнений экспертов путем использования выражения (1) была получена итоговая оценка значимости исследований различных факторов УСТ (рис. 2).
Согласно полученным данным (см. рис.2) КФ УСТ является пока недостаточно исследованным технологическим параметром УСО, изучение и оптимизация которого способны повысить эффективность УСТ в целом.
Согласно классификации, приведенной на рис. 1, рассмотрим влияние КФ на процесс формирования профиля реза высокоскоростной абразивно-жидкостной суспензией (рис. 3).
Поскольку большинство работ, например [3], связано с анализом процессов гидроструйной эрозии поверхности, результаты этих исследований трудно адаптировать к решению поставленной задачи о влиянии КФ на формирование поверхности реза в толще материала. В связи с этим специально рассмотрим процесс образования траектории реза гидроабразивным потоком в толще заготовки.
Для получения количественных соотношений введем следующие основные допущения.
1. Поток, по крайней мере вблизи обрабатываемой поверхности, представляет собой достаточно однородную в энергетическом отно-
Рис. 3. Расчетная схема формирования профиля реза
шении абразивно-жидкостную гомогенную суспензию, имеющую некоторую скорость относительного движения V(р).
2. Сила торможения потока вблизи стенки (тангенциальная составляющая) пропорциональна инерционной силе, возникающей из-за определенной кривизны профиля реза, которая прижимает поток к обрабатываемой поверхности, обеспечивая тем самым ее абразивно-жидкостное разрушение (изнашивание, гидроэрозию). Это является аналогом сил нормального давления и трения при анализе классической схемы фрикционного контакта:
Г (р) = КРН (р), (2)
где Г(р) — сила торможения потока вблизи стенки разрезаемого материала; N(р) — инерционная сила, зависящая от кривизны профиля реза; Кр — коэффициент гидроабразивного резания. В данном случае Кр — некоторый постоянный для конкретных условий обработки параметр, близкий по смыслу коэффициенту трения в традиционной трактовке динамических соотношений фрикционного взаимодействия твердых тел.
3. Помимо работы сил гидроабразивного трения и изнашивания, другие виды энергетических превращений не учитываются. В частности, считается малой энергия, затрачиваемая на процессы образования новых поверхностей и структурно-фазовые превращения в обрабатываемом материале и рабочей гидросреде. Поэтому физически обоснованно полагается, что основное изменение кинетической энергии потока связано с работой сил гидроабразивного трения (изнашивания) на обрабатываемой поверхности.
Учитывая данные допущения и следуя логике поставленной задачи, согласно схеме и обозначениям рис. 3 изменение кинетической энергии потока АЕк при его повороте на малый угол Ар можно
записать как
ДЕК = 1 (р + Др) + ^(р)] • 1 [р(р + Др) + р(р)] Др. (3)
Коэффициенты 1/2 введены в соотношение (3) в соответствии с известной теоремой о среднем. Первый сомножитель представляет собой силу трения, совершающую механическую работу на перемещении, описываемом остальными сомножителями. Таким образом, уравнение (3) — элементарное изменение кинетической энергии потока, затрачиваемой на преодоление средних сил сопротивления трению и резанию на малом среднем линейном перемещении.
В связи с этим уравнение (3) представляет собой интегродиффе-ренциальное соотношение, полученное на основе закона сохранения энергии без учета потерь, которыми можно пренебрегать в соответствии со сделанными ранее физически обоснованными допущениями о малости вторичных энергетических превращений. В этом смысл ин-тегральности соотношения (3), которое вполне справедливо при малых (дифференциальных) перемещениях гидроабразивного потока.
Следуя первому допущению, выделим некоторую элементарную массу потока Дт вблизи обрабатываемой поверхности криволинейного реза. Тогда левую и правую части соотношения (3), используя известные соотношения криволинейного движения, в частности понятия центростремительной силы и ускорения, можно представить как
^Дт • {У2(р) - [V(р) - Д^(р + Ар)]2} =
= Am - - Kp 4 p
V2(p) + V % + Ap) p(p) p(p + Ap)
(4)
где V(р) — скорость потока, а Д V — ее изменение (приращение).
Учитывая малость значений Др в первом приближении и пренебрегая величинами второго порядка малости, сделав промежуточные преобразования, определим скорость потока:
V (р) = V, ехр(-Крр), (5)
Таким образом, соотношение (5) в первом приближении описывает изменение скорости гидроабразивного потока в толще разрезаемой заготовки. Физико-технологическая константа Кр энергетически-комплексно отражает режущую (истирающую, эрозионную) способность гидроабразивной струи. Причем аналогичный результат можно получить для чисто жидкостной струи.
Несмотря на кажущуюся простоту, соотношение (5) обладает необходимой общностью и допускает вполне обоснованную конкретизацию исследуемого КФ гидрорезания (гидроабразивного резания). Рассмотрим основные выводы, следующие из соотношения (5).
1. Полученное уравнение (5) при р « п/2 позволяет определить своеобразную точку отрыва гидроабразивного потока от обрабатываемой поверхности, т.е. определить как бы критическую (предельную) толщину прорезаемого материала.
2. В научно-методическом плане уравнение (5) позволяет путем весьма ограниченного числа прямых экспериментов определить основные физико-технологические параметры гидрорезания, а именно истинную скорость рабочего участка гидроабразивной струи V0 и своеобразный коэффициент гидрорезания Kp. Этот коэффициент представляет собой соотношение между комплексом технологических параметров процесса (рабочего давления, концентрации абразива, скорости (энергии) струи и т.д.) и результатом гидрорезания, которое определяется радиусом и кривизной поверхности резания, т.е. соотношением между тангенциальными и касательными напряжениями, свойствами обрабатываемого материала и т.д. Причем кривизна р является функцией практически всех параметров обработки и легко определяется экспериментально, например, при различных подачах соплового насадка относительно заготовки и варьировании КФ — угла а.
Таким образом, уравнение (5) позволяет при весьма общих допущениях анализировать вполне конкретные закономерности рассматриваемого физико-технического метода обработки материалов. Кроме этого из соотношения (5) можно также определить все параметры функции р(^), которая является основным откликом обрабатываемого материала на данный вид технологического воздействия — высокоскоростную гидроабразивную струю.
Для практической оценки и количественного определения р(^) необходимо сделать еще одно физически обоснованное допущение. Считая скорость подачи S (мм/с) постоянной, следует вполне очевидный вывод об эквидистантности обработанной и обрабатываемой поверхностей (см. рис. 3). Тогда, применяя энергетическое утверждение о прямопропорциональной зависимости между затрачиваемой на процесс резания работой и ее результатом, можно потребовать равенства работы всех сил на всех участках реза. Иными словами, работа сил резания должна быть величиной постоянной. В противном случае будет нарушено условие эквидистантности, которое весьма очевидно при реальных стабильных значениях скорости подачи S. В принципе, необходимо учесть, что участки траектории движения, на которых совершается работа сил резания в точках А и В, будут различны (см. рис. 3). В первом приближении для реального случая резания листовых материалов этим обстоятельством можно пренебречь. Тогда с точностью до масштабного коэффициента получим соотношение
V2(^)(sin + Kp cos = Cmр(р), (6)
где См — масштабный коэффициент, уравнивающий размерности, или, с учетом уравнения (5),
V2
p(p) = (sin p + Kp cos p) exp(-2Kpp). (7)
Соотношение (7) полностью связывает внешнюю энергетику процесса криволинейного гидрорезания (-0), внутреннюю содержательность процессов на границе раздела твердое тело-гидроабразивная струя (зона резания) и результат этого воздействия (p(p)).
Отметим, что экспериментальные данные, частично изложенные в работе [2], подтверждают адекватность предложенной детерминированной модели влияния КФ на эффективность процесса гидрорезания.
Выполняя численное решение задачи оптимизации КФ, определим его влияние на процесс формирования профиля реза струей жидкости. Рассмотрим расчетную схему процесса, приведенную на рис. 3, согласно которой траекторию движения гидроабразивного потока ра-зобъем на 90 участков, т.е. через один угловой градус. Предполагаем, что на i-м участке траектория потока является дугой окружности с радиусом р(р) = Ri, углом Ар = 1° и известны все параметры потока (Ri+1 — радиус, Vi+i — скорость и pi = (i + 1)° — угол).
Примем, что интенсивность воздействия гидроабразивного потока Ji на обрабатываемый материал прямо пропорциональна нормальной силе:
Ji = Km m-^, (8)
Ri
где m—^ — нормальная сила FNi(p), действующая на поверхность Ri
реза со стороны элемента гидроабразивного потока массой m, а KM — некоторый масштабный коэффициент.
Считая скорость подачи S (мм/с) постоянной, запишем
Ji cos pi = mK^-^- cos pi = const ^ —^ cos pi = const. (9) Ri Ri
Поскольку на i-м участке траектория потока является дугой окружности с радиусом Ri, углом Ap = 1°, то изменение кинетической энергии потока на i-м участке можно записать в виде
АЕкг = 1 [Ji + Ji+1 ] RiAp = 2тКм
V! + V+i Ri Ri+i
RiAp. (10)
Вместе с тем
АЕкг = 2m [-2 - -+i] . (11)
Приравняв выражения (10) и (11), получим уравнение
2 тКм
VV! + V+i
Ri Ri+1
Ri Ар = 1 m [К2 - Vi+i] ,
откуда, проведя простейшие преобразования, имеем
К
V! + V+i
Ri
^г+1
Из уравнения (9) следует, что
Ri Ар = V/ - ^
i+1-
V2
—l— cos Pi = —— Ri Ri+1
V! Vi+1
cos Pi+1.
(13)
(14)
Полученные уравнения (8)-(14) позволяют определить координаты точек профиля реза и построить его [4].
Далее, поворачивая профиль реза вокруг точки входа потока, можно определить зависимость глубины резания (толщины разрезаемого образца) от а (рис. 4). Как видно на графике, в конкретных условиях обработки при а = 60... 65° профиль реза обладает максимальной глубиной.
В дополнение к представленным зависимостям из уравнения (10) может быть установлена взаимосвязь между потерями кинетической энергии и углом поворота траектории Д^. Проведенные расчеты показали, что максимальная глубина резания при а = 90° составляет 0,05058 м.
Целью экспериментальной проверки для подтверждения достоверности математических моделей и теоретических зависимостей являлось определение профиля реза и его глубины в зависимости от различных значений КФ. Для обеспечения возможности наблюдения за результатом гидроабразивного воздействия струи в качестве экспериментального материала было выбрано оргстекло.
Для подтверждения сделанных выводов на рис. 5 показан экспериментальный образец с надрезом, выполненным при а = 60°, и наложенной на него теоретической зависимостью, рассчитанной для того же значения а.
Рис. 4. Зависимость глубины резания от угла а
4
1 см
Рис. 5. Графическое сопоставление экспериментального и численного значений глубины резания для а = 60°
В заключение рассмотрим возможности операционных УСТ на примере получения образцов из различных конструкционных материалов. Важным элементом в общей технологической структуре контроля качества изготовления сотовых трехслойных панелей (СТП) с металлическими облицовками является подготовка образцов для испытаний. Основное требование, предъявляемое к технологии изготовления данных образцов, заключается в вырезании из сотовой панели по заданному контуру образцов с минимальным повреждением исходного конструкционного материала СТП. Реализуемый в настоящее время для этих целей способ механической обработки резанием не в полной мере удовлетворяет предъявляемым требованиям к качеству обработанной поверхности, особенно в местах входа и выхода инструмента из заготовки. Анализ показал, что УСТ позволяет осуществить слож-нопрофильный раскрой листового материала с практически любыми физико-механическими характеристиками при минимальном технологическом повреждении его структуры. Последнее обстоятельство обусловлено относительно низкой (не более 70 °С) температурой резания и малыми удельными значениями сил резания. Однако применительно к решаемой задаче классическая схема использования УСО, реализуемая с углом атаки а = 90°, является неэффективной, так как раскрой сотового наполнителя будет происходить практически под нулевым углом а, что может привести к его смятию. Поэтому возникает задача оптимизации угла аорХ при взаимодействии абразивно-жидкостной струи с СТП, при котором будет происходить одновременное эффективное резание силовых листовых элементов панели и ее сотового наполнителя.
В результате проведенных расчетов была предложена следующая зависимость для определения рационального (интегрально-оптимального) угла а0:
а0 = 60° — arcsin
А(1 — 21/h)
(15)
а вт(п/8) ]
где а — характерный размер ячейки сотового наполнителя; Д — толщина материала соты.
Физически зависимость (15) означает, что чем толще сотовый наполнитель и чем меньше характерный размер его ячейки и больше толщина материала сотов, тем на большую величину (угол упреждения) надо выставлять угол струи а0 ~ 60° в сторону его уменьшения. Это будет способствовать более стабильному и качественному протеканию процесса гидроабразивного резания такой сложной в конструкторско-технологическом отношении заготовки, какой является СТП. На рис. 6 показан процесс ультраструйного резания СТП при аор = 90°.
Отметим, что физико-технологическое соотношение (15) при реальных конструктивных параметрах СТП допускает весьма точную линеаризацию. При этом технологическая поправка на упреждение угла а0 = 60° не превышает 10°... 12°. Проведенные экспериментальные исследования (см. рис. 6) показали, что рекомендуемые технологические параметры обеспечивают удовлетворительное качество реза
Рис. 6. Процесс гидроабразивного резания СТП при aopt = 90°
Рис. 7. Сотовая панель после гидроабразивной резки, обеспечивающей удовлетворительное качество прямого реза
(рис. 7). При этом замятие сотового заполнителя, характерной для механической обработки, практически отсутствует.
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1. Б а р з о в А. А., П у з а к о в В. С., С а л ь н и к о в С. К., С ы с о е в Н. Н. Физико-технологические возможности ультраструйной обработки материалов и жидкостей. Физическая гидродинамика. - Препринт № 6. - 2004. - Физический факультет МГУ им. М.В. Ломоносова. - 25 с.
2. Б а р з о в А. А., Сальников С. К., Сысоев Н. Н. Юнкер А. В. Анализ влияния кинематического фактора на эффективность ультраструйной обработки. - Препринт № 6. - 2006. - Физический факультет. МГУ им. М.В. Ломоносова. - 27 с.
З.Черепанов Г. П. Механика хрупкого разрушения. - М.: Наука, 1974. -640 с.
4. Б а р з о в А. А., Галиновский А. Л. Технология ультраструйной обработки и диагностики материалов. - М.: МГТУ им. Н.Э. Баумана, 2009. - 246 с.
Статья поступила в редакцию 21.12.2009
