CC BY
113
УДК 621.9.015 К. В. АВЕРКОВ
Д. С. РЕЧЕНКО А. М. ЛАСИЦА
Омский государственный университет путей сообщения Омский государстввенный технический университет
ТЕПЛОВЫЕ ПРОЦЕССЫ ПРИ ВЫСОКОСКОРОСТНОМ ШЛИФОВАНИИ___________________________________________
В статье рассматриваются тепловые процессы при высокоскоростном прерывистом шлифовании жаропрочных сплавов. Авторы разрабатывают математическую модель распространения тепла в обрабатываемом материале на основе дифференциального уравнения теплопроводности. Приводятся данные растровой электронной микроскопии, подтверждающие адекватность представленной модели.
Ключевые слова: абразив, шлифование, модель, дифференциальное уравнение, прижог, температура.
Тепловые явления при шлифовании оказывают существенное влияние на качество поверхностного слоя детали. Высокие контактные температуры, возникающие при шлифовании, являются основной причиной появления прижогов и шлифовочных трещин на обработанной поверхности. Термическое воздействие на поверхностный слой может привести к изменению его структуры и прочностных свойств. Нагрев в процессе обработки вызывает тепловые деформации, что непосредственно сказывается на геометрической точности детали.
При шлифовании жаропрочных сплавов температуры значительно выше, чем при обработке конструкционных сталей, это объясняется следующими факторами [1].
1. Пластичность жаропрочных сплавов.
2. Наличие в структуре твердых интерметаллид-ных и карбидных включений, что приводит к интенсивному изнашиванию круга и увеличению мощности резания.
3. Интенсивное налипание частиц металла на поверхности абразивных зерен и заполнение пор шлифовального круга частицами материала детали (засаливание).
4. Теплопроводность жаропрочных сплавов в среднем в 4 раза ниже, чем теплопроводность конструкционных сталей, что затрудняет отвод тепла в заготовку.
Известно, что основная доля работы силы резания при шлифовании переходит в тепловую энергию. Лишь десятые доли процента переходят в скрытую энергию изменения кристаллической решетки обрабатываемого материала. Тепло распространяется в деталь, шлифовальный круг, стружку и окружающую среду. В случае обработки жаропрочных сплавов низкая теплопроводность шлифовального круга приводит к тому, что до 80 % тепла уходит в заготовку. В результате обрабатываемая поверхность разогревается до температур 600— 1000°С и более.
При шлифовании различают следующие виды температурного воздействия:
1. Мгновенная контактная температура непосредственно в зоне контакта абразивного зерна и обрабатываемой поверхности. Эта температура наиболее высокая и может достигать температуры плавления материала детали, о чем свидетельствуют потоки искр, образующихся при шлифовании. Такие температуры повышают пластичность обрабатываемого материала и облегчают процесс снятия стружки при шлифовании.
2. Контактная температура образуется непосредственно в зоне контакта шлифовального круга с заготовкой. Данная температура является результатом суммарного теплового воздействия всех абразивных зерен и теплоотвода в тело детали и окружающую среду. Контактная температура достигает значений 800 — 1000 °С. Именно эта температура определяет возможность повышения остаточных напряжений и появление прижогов в поверхностном слое.
3. Средняя температура нагрева всей обрабатываемой заготовки обычно составляет 50—150°С. Эта температура определяет тепловые деформации и, таким образом, влияет на геометрическую точность обрабатываемой детали.
Традиционно для снижения температуры при шлифовании используют следующие меры [2]:
1. Рациональный выбор состава СОЖ и схемы ее подачи в зону резания.
2. Уменьшение глубины шлифования и поперечной подачи. Снижение производительности при этом можно компенсировать увеличением скорости продольной подачи.
3. Уменьшение твердости и увеличение пористости шлифовального круга. Данные меры позволяют интенсифицировать самозатачивание, однако чрезмерное применение их нерационально, так как приводит к снижению точности обработки и высокому расходу абразивного материала.
4. Увеличение скорости продольной подачи заготовки. Это позволяет уменьшить время воздействия шлифовального круга на данный участок обрабатываемой поверхности.
ОМСКИЙ НАУЧНЫЙ ВЕСТНИК №3 (103) 2011 МАШИНОСТРОЕНИЕ И МАШИНОВЕДЕНИЕ
МАШИНОСТРОЕНИЕ И МАШИНОВЕДЕНИЕ ОМСКИЙ НАУЧНЫЙ ВЕСТНИК №3 (103) 2011
б)
Рис. 1. Зависимость силы резания от скорости
5. Применение шлифовальных кругов из материалов, обладающих большей абразивной способностью, например из эльбора или алмаза. Эти круги меньше нагревают обрабатываемую поверхность.
Рассматриваемый в данной работе процесс высокоскоростного прерывистого шлифования имеет свои особенности. Для шлифования со скоростью резания 160 — 200 м/сек необходим шлифовальный круг сборной конструкции, состоящий из стального корпуса и закрепленных на нем абразивных головок (рис. 1а). Круг, целиком изготовленный из абразивного материала, не выдержит значительных центробежных нагрузок. На базе кафедры «Металлорежущие станки и инструменты» Омского государственного технического университета были проведены испытания шлифовального круга данной конструкции [3]. Измерения сил резания позволили получить следующую зависимость (рис. 1б).
Абразивную головку, движущуюся по поверхности детали со скоростью резания V можно рассматривать как источник тепла. Плотность теплового потока д, уходящего в заготовку за время контакта абразивной головки с деталью, может быть определена из следующего выражения:
V,
д
рез
• Р2 -X
(1)
Дифференциальное уравнение, описывающее процесс распространения теплоты в сплошной среде выглядит следующим образом:
50
Зт
1
с • р
Зх I Зх,
+ А[1-*] + АГ1-.§0
Зу I Зу ) Зz ^ Зz
д в
с • р
(2)
где 0 — температура, °С; т — время, сек; с — массовая теплоемкость, Дж/(кг.°С); р— плотность, кг/м2; 1 — коэффициент теплопроводности; дв — плотность теплового потока от внутренних источников, вт/м2.
Так как распределение температуры в любом сечении детали, перпендикулярном скорости резания, одинаково, то рассматриваемую задачу можно считать двумерной. Кроме того, в рассматриваемой задаче отсутствуют внутренние тепловые источники. В связи с этим уравнение (2) упрощается:
50
Зт
1
с • Р
(3)
где Рг — сила резания, Н; X — коэффициент, определяющий долю общего теплового потока, переходящего в заготовку. По данным Е. Н. Маслова [2] х = 0,8; Зконт — площадь контакта абразивной головки с заготовкой, м2.
Разработкой математических моделей, описывающих тепловые процессы при шлифовании, в различное время занимались многие авторы [4, 5, 6, 7]. Однако следует заметить, что существующие на сегодняшний день математические модели тепловых процессов при шлифовании не учитывают следующие особенности метода шлифования рассматриваемого в данной работе:
— меньшее значение сил резания при высокоскоростном шлифовании;
— пульсацию теплового потока при шлифовании кругом сборной конструкции.
Помимо этого часто модели тепловых процессов, разрабатываемых различными авторами, не учитывают зависимость теплопроводности от температуры.
В данной работе авторам удалось разработать математическую модель тепловых процессов при высокоскоростном прерывистом шлифовании с учетом вышеуказанных особенностей.
Так как коэффициент теплопроводности 1 является функцией температуры, он не может быть вынесен за знак производной. Объектом данной работы является процесс шлифования литейного жаропрочного сплава ЖС6К. Согласно [8], коэффициент теплопроводности этого сплава 1 в зависимости от температуры 0 определяется следующим выражением:
(4)
Для решения уравнения теплопроводности был использован метод конечных элементов. Решение осуществлялось в программе Р1ехРББ. Данный метод обладает следующими преимуществами:
— учитывается пульсация теплового потока;
— учитывается зависимость теплопроводности от температуры;
— метод просто реализуется на компьютере;
— возможность легко управлять точностью решения за счет изменения параметров конечно-элементной сетки;
— задание произвольной формы обрабатываемой области.
Учет прерывистости теплового потока в данной программе можно осуществить с помощью коэффициента пульсации (рис. 2):
+
Рис. 2. Период между контактами абразивных головок
Рис. 4. Температурное поле при шлифовании со скоростью резания 45 м/сек
Рис. 6. Температурное поле при высокоскоростном прерывистом шлифовании со скоростью резания 160 м/сек
К = и8Іер(А-тоЩтгТ)) + 1
(5)
Рис. 3. Размер участка контакта абразивной головки с деталью в направлении скорости детали
л
/ ,
/ \
У
і / \
■ , а
Рис. 5. Температура на поверхности детали при шлифовании со скоростью резания 45 м/сек
Начальное условие: 0 = 0окр где 0окр — температура окружающей среды, 0ок = = 25°С.
Граничные условия:
Нижняя граница (граничное условие второго рода):
1.®= 0 Эу
(6)
Верхняя граница (рис. 3) (смешанные граничные условия второго и третьего рода):
При д=0:
. Э0
1---------= -а
Эу
'-6ж )
(7)
где т — время, с; Т — период между контактами отдельных абразивных головок с деталью, с; А — часть Т между выходом из контакта одной абразивной головки и входом в контакт следующей, с; тоЩт,Т) — функция, показывающая остаток от деления 1 на Т; ив1ер (х) — функция, равная — 1, если аргумент х положителен, и 0 — если х отрицателен.
Таким образом, К = 0 если абразивная головка не контактирует с деталью; и К=1, если контакт имеется.
Для полной математической постановки задачи необходимо определить начальные и граничные условия:
где аж — коэффициент теплоотвода СОЖ, Вт/ (м2 °С);
0ж — температура СОЖ, °С, что соответствует теплообмену с СОЖ.
При д ^0:
, Э0 ( ) 1 • — = яМ
Эу
(8)
Левая и правая границы (граничное условие второго рода):
1.*= 0 Эу
ОМСКИЙ НАУЧНЫЙ ВЕСТНИК №3 (103) 2011 МАШИНОСТРОЕНИЕ И МАШИНОВЕДЕНИЕ
МАШИНОСТРОЕНИЕ И МАШИНОВЕДЕНИЕ ОМСКИЙ НАУЧНЫЙ ВЕСТНИК №3 (103) 2011
Исходные данные для расчета [8]: с = 551 Дж/(кг °С); р = 8100 кг/м3; аж = 46500 Вт/(м2°С);
0Ж= 0 =25 °С.
ж окр
Температурное поле при прерывистом шлифовании со скоростями резания 45 м/сек представлено на рис. 4. Исходные данные: V =45 м/сек, Б =2 Н,
рез рез
Б = 0,00008 м2. На рис. 5. показана температура в по-
конт ' 1 ^ J ^
верхностном слое детали.
Температурное поле при прерывистом высокоскоростном шлифовании со скоростями резания 160 м/сек представлено на рис. 6. На рис. 7. показана температура в поверхностном слое детали. Площадь контакта при прерывистом шлифовании равна площади поперечного сечения абразивной головки, усилие резания значительно меньше. Исходные данные для расчета: V ез=160 м/сек, Б ез = 0,5 Н, Б =0,00008 м2.
конт '
Из полученных зависимостей видно, что при шлифовании на традиционных режимах контактные температуры близки к 500 °С. При высокоскоростном прерывистом шлифовании температура в поверхностном слое не превышает 350 °С. Большинство специалистов отмечают, что с повышением скорости шлифования контактные температуры увеличиваются. Полученные авторами работы данные свидетельствуют об обратном. Повышение температуры с увеличением скорости резания обычно связывают с увеличением мощности резания, перехода в тепло работы пластической деформации и трением. Вместе с тем известно, что при повышении скорости обработки доля энергии, затрачиваемая на пластиче-скую деформацию и сила реза-
ния, уменьшается. Помимо этого в данной работе рассматривается процесс прерывистого шлифования, поэтому в период времени между контактами абразивных головок с обрабатываемой поверхностью тепловой поток прерывается. Этими факторами объясняется меньшее значение температуры в данном случае.
Полученные данные подтверждаются практически. При шлифовании образцов сплава ЖС6К на ^ез = 45 м/сек (рис. 8а) на обработанной поверхности наблюдаются окислившиеся участки. Элементное картирование (рис. 8б) поверхности показало, что эти участки являются сегрегациями титана. Известно, что титан и его соединения интенсивно окислются при температуре свыше 500°С. При высокоскоростном шлифовании подобных участков не наблюдается (рис. 9).
Поверхность, полученная после высокоскоростного шлифования, характеризуется отсутствием при-жогов и шлифовочных трещин, а также низкими параметрами шероховатости и большим количеством шлифовочных рисок на единицу площади.
Таким образом, высокоскоростное шлифование жаропрочных сплавов позволяет обеспечить высокое качество поверхности, а разработанная тепловая модель описывает тепловые процессы с достаточной точностью.
Библиографический список
1. Подураев, В. Н. Обработка резанием жаропрочных и нержавеющих материалов / В. Н. Подураев. — М. : Высшая школа, 1965. — 518 с.
2. Маслов, Е. Н. Теория шлифования материалов / Е. Н. Маслов — М. : Машиностроение, 1974. — 320 с.
3. Реченко, Д. С. Повышение качества высокоскоростного затачивания твердосплавных инструментов алмазными кругами с прерывистой поверхностью : дис. ... канд. техн. наук 05.03.01 ; защищена 23.12.09 / Д. С. Реченко. — Томск : Изд-во ТПУ, 2009. - 161 с.
4. Сипайлов, В. А. Тепловые процессы при шлифовании и управление качеством поверхности / В. А. Сипайлов. — М. : Машиностроение, 1978. — 167 с.
5. Резников, А Н. Теплофизика резания / А Н. Резников. — М. : Машиностроение, 1969. — 288 с.
6. Смирнов, В. А Шлифование прерывистыми кругами с уп-ругодеформирующими элементами / В. А Смирнов. — СПб. : Техника, 2009. — 91 с.
7. Филимонов, Л. Н. Высокоскоростное шлифование / Л Н. Филимонов. — Л. : Машиностроение, 1973. — 246 с.
8. Глубинное шлифование деталей из труднообрабатываемых материалов / С. С. Силин [и др.]. — М. : Машиностроение, 1984. — 64 с.
АВЕРКОВ Константин Васильевич, аспирант кафедры «Технология транспортного машиностроения и ремонт подвижного состава» Омского государственного университета путей сообщения.
РЕЧЕНКО Денис Сергеевич, кандидат технических наук, старший преподаватель кафедры «Металлорежущие станки и инструменты» Омского государственного технического университета.
ЛАСИЦА Александр Михайлович, кандидат технических наук, доцент кафедры физики Омского государственного технического университета.
Адрес для переписки: е-шаД: [email protected]
Статья поступила в редакцию 28.07.2011 г.
© К. В. Аверков, Д. С. Реченко, А. М. Ласица
УДК 621.9.015 Н. Н. КОЧУРА
Омский государственный технический университет
СТОЙКОСТЬ РОЛИКОВ ПРИ МНОГОПРОХОДНОМ НАКАТЫВАНИИ КРУПНОПРОФИЛЬНЫХ РЕЗЬБ_________________________________
На основе исследования процесса резьбонакатывания определены основные причины возникновения накопленной погрешности шага и установлено, что максимальный шаг трапецеидальной резьбы, который можно получить за один проход, — 6 мм. Резьбы с большей величиной шага можно получить за счёт многопроходного резьбонакатывания. При увеличении количества проходов сама возможность накатывания определяется конструкцией заборной части роликов. Увеличение количества проходов приводит к уменьшению величины упроч-нения заготовки и контактного давления и, как следствие, к высокой стойкости резьбонакатных роликов.
Ключевые слова: накатные ролики, многопроходное накатывание, стойкость роликов.
На основании расчетов установлено, что причиной неудовлетворительно низкой стойкости роликов при накатывании крупнопрофильных резьб (с шагами более 6 мм) являются недопустимо большие величины контактных напряжений, что подтверждается практикой резьбонакатывания.
Из теории пластической деформации известно, что уменьшить величины контактных напряжений в процессе деформации можно за счет уменьшения величин единичных обжатий [1]. Это подтверждается практикой поперечно-винтовой прокатки крупных трапецеидальных резьб с шагами 8 и 10 мм. Ролики станков поперечно-винтовой прокатки имеют гораздо больше (в 2 — 3 раза) профилирующих витков, чем ролики резьбонакатных головок. За счет этого уменьшаются величины единичных деформаций, упрочнение резьбы меньше в 1,5 — 2 раза по сравнению с накатыванием головкой и стойкость роликов составляет 1 — 4 км накатанной резьбы.
При увеличении количества витков на заборном конусе роликов упрочнение профиля накатанной резьбы снижается. Однако при накатывании крупных
резьб для увеличения заборного конуса потребуется увеличить ширину роликов, переделать головку под ролики большей ширины. Это приведет к снижению жесткости головки, опасности заклинивания роликов и поломке силовых крышек. Кроме этого, значительно усложняется схема деформации. Точка перекрещивания осей роликов и заготовки находится приблизительно на расстоянии 1/3 ширины ролика от внутреннего торца передней крышки. Калибрующие витки при накатывании должны находиться близко от этой точки. При накатывании крупных резьб роликами с удлиненной заборной частью потребуется коррекция профиля витков и формы калибрующей и заборной частей резьбы. Это неизбежно приведет к существенному снижению универсальности головки.
Кроме того, уменьшение упрочнения профиля резьбы за счет увеличения числа витков на заборном конусе с 3 до 4 составляет, приблизительно 5 %, что недостаточно для существенного повышения стойкости.
Существенного повышения стойкости за счет изменения формы заборного конуса роликов не полу-
ОМСКИЙ НАУЧНЫЙ ВЕСТНИК №3 (103) 2011 МАШИНОСТРОЕНИЕ И МАШИНОВЕДЕНИЕ
