CC BY
3
The results of modeling the cutting power consumed during milling are considered. It is shown that the power expended on machining operations can be described by a linear function of the rate of formation of new surfaces on the workpiece, chips and parts, and the rate of material removal from the workpiece, which are expressed through the operating parameters of the technological equipment. In order to identify the operating parameters, a dimensionless parameter characterizing the degree of processing intensity was used. The relationship between cutting power and tool wear is formalized. To take into account the occurrence of high-frequency frictional self-oscillations in the circumferential cutting force with an increase in wear along the back surface of the cutter tooth, it is proposed to introduce a coefficient in the specific energy offormation of the side surface of the chip, which determines the frequency of the first harmonic offrictional vibrations. The possibility of diagnosing tool wear by power consumption is presented. Using load diagrams for drives of technological equipment, it is possible to form reference graphs for the consumption of energy resources, and, therefore, using the results of current monitoring of power consumption, it is possible to implement an algorithm for identifying the wear level of a cutting tool. To check this method, it is necessary to use a mathematical model of energy consumption of technological equipment, which takes into account all drives of the shaping movement.
Key words: modeling, cutting power, tool wear, components of cutting forces, formation of new surfaces.
Antsev Alexander Vitalyievich, doctor of technical science, docent, head of the department, a. antsev@yandex.ru, Russia, Tula, Tula State University,
Salnikov Vladimir Vladimirovich, postgraduate, vladimirsalnikov95@yandex.ru, Russia, Tula, Tula State University,
Salnikov Vladimir Sergeevich, doctor of technical sciences, docent, professor, vsalni-kov.prof@yandex.ru, Russia, Tula, Tula State University,
Arsenieva Alina Alekseevna, assistant, silabykv@yandex.ru, Russia, Tula, Tula State University
УДК 621.9.011
DOI: 10.24412/2071-6168-2022-10-394-400
ВЛИЯНИЕ РЕЖИМОВ ОБЪЕМНОГО ЭЛЕКТРОМЕХАНИЧЕСКОГО ДОРНОВАНИЯ НА ТЕПЛОНАСЫЩЕНИЕ ДЕФОРМИРУЕМОГО ОБЪЕМА
А.В. Морозов, А.А. Кнюров, М.А. Карпенко, О.М. Каняева, Н.С. Киреева
В работе рассмотрен новый способ восстановления наружных гладких цилиндрических поверхностей, основанный на перемещении металла из нерабочих зон, посредством объемного электромеханического дорнования (ОЭМД). Приведены результаты исследований влияния силы тока I при ОЭМД и относительной толщины стенки С на время теплонасыщения деформируемого объема. Исследования выполняли расчётным (моделированием) и экспериментальным методами. Основываясь на результатах моделирования и экспериментальных исследований теплонасыщения, была установлена рациональная скорость осевого перемещения инструмента относительно отверстия восстанавливаемого участка.
Ключевые слова: объёмное электромеханическое дорнование, электроконтактный нагрев, теплонасыщение, метод конечных элементов, экспериментальные исследования.
Зачастую при восстановлении работоспособности техники, изношенные детали меняют на новые, причем их износ в 75...80% случаях составляет не более 1% исходной массы детали. При этом около 50% износов приходится на наружные гладкие цилиндрические поверхности, соответственно необходимо в первую очередь обеспечить восстановление именно этих поверхностей. Наиболее часто (60-70%) данные поверхности имеют диаметры от 30 до 50 мм, а длины от 30 до 60 мм. Детали, имеющие наружные гладкие цилиндрические поверхности наиболее часто изготавливают из сталей марок 45, 40Х и т.п. В зависимости от вида соединений (подвижные и неподвижные) в которых используются гладкие цилиндрические поверхности, различаются величины их износа. Таким образом, для подвижных соединений величина износа в 70% случаев не превышает 0,5 мм, в неподвижных соединениях износ в 75% случаях составляет не более 0,2 мм [1].
Существующие способы восстановления наружных гладких цилиндрических поверхностей имеют недостатки, ограничивающие их использование в условиях российских предприятий [2, 3]. В связи с этим был разработан способ восстановления данных поверхностей, основанный на перемещении металла из нерабочих зон [4]. Данный способ предполагает возможность многократного восстановления одной и той же посадочной поверхности, а так же не требует применения расходных материалов. Для реализации способа могут применяться, распространенные в ремонтных мастерских токарно-винторезные и вертикально-фрезерные станки (рис. 1).
Рис. 1. Реализация способа: а - на токарно-винторезном станке; б - на вертикально-фрезерном станке
Перемещение металла осуществляется посредством объёмного электромеханического дорнова-ния (ОЭМД) с электроконтактным нагревом восстанавливаемого участка до ковочных температур.
Как известно [5] с повышением температуры нагрева резко изменяются физико-механические характеристики металла и в первую очередь его предел прочности и твердость. При температуре нагрева свыше 800°С происходит резкое понижение ав и а0,2 , что существенным образом сказывается и на облегчении перемещения металла из нерабочих зон (особенно если учесть, что в процессе ОЭМД температура деформируемого объёма детали может достигать 1200 °С).
При таких высоких температурах нагрева, значения предела прочности сталей различной твердости приближаются друг к другу [6, 7], а, следовательно, в зоне этих температур может быть достигнута, примерно, их одинаковая обрабатываемость.
Для выявления эффективности предлагаемого способа восстановления проводили экспериментальные исследования теплонасыщения деформируемого объема восстанавливаемого участка детали при ОЭМД. Экспериментальные исследования проводили в стационарном режиме на вертикально-фрезерном станке 6В11. При проведении исследования применялся электроконтактный нагрев, путем пропускания электрического тока через деталь и инструмент. На температуру нагрева в данном случае оказывают влияние два параметра: сила электрического тока и время его воздействия.
Предварительно проводили моделирование процессов, используя метод конечных элементов (МКЭ) в программе ANSYS 2020 R1, в среде Workbench в трехмерном виде (рис. 2, а). В процессе моделирования, учитывалось изменения модуля Юнга и тепловых констант при повышении температуры. Для описания температурных нагрузок применен элемент SOLID185(3-D 8-узловой объемный элемент) [8]. Верификацию полученных моделей выполняли сопоставлением с результатами эксперимента. Граничные и начальные условия задавали, основываясь на ранее проведенных экспериментальных исследованиях [9].
В качестве экспериментальных образцов применяли цилиндрические ступенчатые заготовки из стали 40Х с осевым отверстием в исследуемом участке. Общая длина образца составляла L = 100 мм, длина исследуемого участка 1в = 50 мм, длина осевого отверстия составляла 1о = 70 мм. Диаметр исследуемого участка составлял D = 39,5 мм (рис. 2 б). Размеры выбраны с учетом наиболее распространенных размеров гладких цилиндрических поверхностей деталей, используемых в сельскохозяйственной технике.
Одним из основных параметров, влияющих на теплонасыщение деформируемого объема детали, является универсальный параметр - относительная толщина стенки - С, которая определяется как отношение диаметра восстанавливаемого участка D к диаметру осевого отверстия d. Было изготовлено три группы образцов с различной толщиной стенки: С = 2; С = 1,7 и С = 1,4.
Измерения температур внутри образцов, в ходе экспериментальных исследований осуществляли с помощью хромель - алюмелевой термопары (ТХА) с диаметром проволок 0,2 мм. Данный вид термопар позволяет измерять температуры в диапазоне от -200°С до 1350°С.
С внешней стороны образцов просверливались три отверстия диаметром 1 мм на глубину 1,5 мм от поверхности. Диаметр отверстия выбран с учетом размера спая хромель - алюмелевой термопары. Термопары устанавливали в трех плоскостях, перпендикулярных оси экспериментального образца, первая плоскость находилась на расстоянии 1,5 мм от торца, следующие располагались на расстояниях 3 и 6 мм от первой. В каждой плоскости две термопары устанавливали на одной оси, друг напротив друга. Места установки термопар зачеканивали. Схема установки термопар на образце и компоновка экспериментальной установки для измерения теплонасыщения деформируемого объема детали, представлены на рис. 3.
\ V
а б
Рис. 2. Объект исследований: а - 3Б конечно-элементная модель; б - эскиз экспериментальных образцов
а б
Рис. 3. Измерение теплонасыщения деформируемого объема: а - схема установки термопар на деформируемом участке образца; б - компоновка экспериментальной установки
Исследование выполняли специально изготовленным инструментом с твердосплавным дорном из Т15К6. С целью повышения электропроводности и снижения потерь электрического тока оправку инструмента для ОЭМД изготавливали из бронзового сплава Бр ОЦС 4-4-2,5 [9, 10, 11, 12] (рис. 4).
Рис. 4. Инструмент для электромеханического дорнования: 1 - токоизолирующая втулка;
2 - бронзовая оправка; 3 - твердосплавный дорн
Инструмент для электромеханического дорнования состоит из оправки, на которой болтовым соединением закреплен твердосплавный дорн из Т15К6, с обратной стороны оправки установлена токоизолирующая втулка, обеспечивающая изоляцию станка от подаваемого на оправку электрического тока.
Экспериментальное исследование теплонасыщения деформируемого объема восстанавливаемого участка экспериментального образца проводили следующим образом. Предварительно, инструмент плотно прижимали к отверстию восстанавливаемого участка образца с усилием 30...50 Н, для обеспечения надежного контакта, после чего включали подачу электрического тока на инструмент и экспериментальный образец, вследствие чего происходил нагрев деформируемого объема детали (рис. 5).
б
Рис. 5. Процесс теплонасыщения деформируемого объема: а - 3Б конечно-элементной модели;
б - экспериментального образца
Процесс фиксировали на цифровую высокоскоростную камеру, для сопоставления показаний приборов измерения температуры и времени. Полученные экспериментальные результаты сравнивали с результатами моделирования.
Результаты моделирования показали, что с увеличением силы подаваемого тока происходит увеличение температуры наружной поверхности, а так же что увеличение осевого отверстия, и как следствие уменьшение деформируемого объема, положительно сказывается на прогреве перемещаемого материала (рис.6).
С = 2 С - 1,7 С = 1,4
Рис. 6. Изменение температуры по длине наружной поверхности исследуемого участка в зависимости от силы тока I и относительной толщины стенки С при £ = 3 с
В результате моделирования был определен характер прогрева наружной поверхности деформируемого объема модели, представленный в виде графиков на рис. 6. Расхождение расчетных значений температур наружной поверхности с полученными экспериментальными значениями составило 6,7 %, что обусловлено потерями электрического тока в цепи в реальных условиях. Установлено, что прогрев наружной поверхности до оптимальных температур для ОЭМД в среднем происходит на участке до 2,34 мм от торца образца.
Основываясь на вышесказанном, нами, для построения графиков зависимости температуры деформируемого объема от силы тока и времени его подачи (рис. 7), была взята средняя температура исследуемой наружной поверхности на участке до 2,34 мм от торца образца.
Основываясь на данных, полученных при проведении исследований можно сделать вывод, что при увеличении силы подаваемого тока и уменьшении отношения С, температура деформируемого объёма детали растет. Уменьшение отношения С происходит за счет увеличения диаметра осевого отверстия, соответственно уменьшается деформируемый объем детали и соответственно время теплонасыщения. Из графиков (рис. 7) видно, что наиболее интенсивный разогрев восстанавливаемой поверхности до температур, при которых рез-
ко изменяются предел прочности и твердость металла, происходит в среднем за первые 2,9 секунды подачи электрического тока, после чего температура практически не увеличивается. Наименьшая температура нагрева наружной поверхности в результате исследования составила 882 °С при С = 2 и I = 4800 А, наибольшая температура составляла 1178 °С при С = 1,4 и I = 5400 А, расхождение с расчётными данными в среднем составило 8 %, что объясняется потерями тока в цепи в реальных условиях. Нагрев до температур, при которых резко изменяются предел прочности и твердость металла, позволит существенно снизить осевое усилие перемещения дорна при ОЭМД.
1= 5400 А
---Результаты моделирования I = 5400 А
-О- 1= 5100 А
---Результаты моделирования I = 5100А
-¿¡-1= 4800 А
Результаты моделирования I = 4800 А
Рис. 7. Зависимость температуры деформируемой поверхности от силы тока и времени подачи электрического тока: а - С = 2; б - С = 1,7; в - С = 1,4
Основываясь на результатах моделирования и экспериментальных исследований теплонасыщения, была установлена рациональная скорость осевого перемещения инструмента относительно отверстия восстанавливаемого участка, которая составила и = 31 мм/мин. При данной скорости происходит прогрев деформируемого объема детали, необходимый для уменьшения осевого усилия перемещения инструмента в процессе ОЭМД.
Список литературы
1. Надежность и ремонт машин: Учеб. для студентов вузов по агроинженер. специальностям / В.В. Курчаткин, Н.Ф. Тельнов, К.А. Ачкасов [и др.]; Под ред. В.В. Курчаткина. Москва: Колос, 2000. 775 с.
2. Батищев, А.Н. Восстановление деталей сельскохозяйственной техники. / А.Н. Батищев, И.Г. Голубев, В.П. Лялякин. М: Информагротех, 1995. 294 с.
3. Морозов А.В. Анализ способов восстановления посадочных шеек валов и осей под подшипники качения / А.В. Морозов, А.А. Кнюров, Л.Л. Хабиева, Н.И. Шамуков // Аграрная наука и образование на современном этапе развития: опыт, проблемы и пути их решения. Материалы XI Международной научно-практической конференции. Том 2021-3. Ульяновск, 2021. С. 65-74.
4. Патент 2744076. РФ. Способ восстановления посадочной поверхности под подшипник качения / А.В. Морозов, Л.Л. Хабиева, А.А. Кнюров, Д.Ф. Ляпин. Опубл. 02.03.2021. Бюл. № 7.
5. Безручко, И.И. Обработка металлов давлением. / И.И. Безручко, М.Е. Зубцов, Л.Н. Балакина М. - Л.: Машиностроение, 1967. 312 с.
6. Безухов Н.И. Расчеты на прочность, устойчивость и колебания в условиях высоких температур. / Н.И. Безухов, В.Л. Бажанов, И.И. Гольденблат и др. М.: Машиностроение, 1965. 568 с.
7. Кузнецов В.Д. Физика твердого тела. Т. 3. Томск, 1944. 256 с.
8. Чигарев А.В., Кравчук А.С. ANSYS для инженеров: Справочное пособие. М: Машиностроение, 2004. 512 с.
9. Морозов А.В. Объемное электромеханическое дорнование тонкостенных стальных втулок. Ульяновск: УГСХА им. П.А. Столыпина, 2013. 193 с.
10. Morozov A., Fedotov G., Fedorova L., Musharapov D., Khabieva L. The providing durability of the movable square-sided spline joints by electromechanical treatment of the working surfaces (Matec web of conferences. The proceedings International Conference on Modern Trends in Manufacturing Technologies and Equipment: Mechanical Engineering and Materials Science, 2019).
11. Morozov A.V., Fedotov G.D., Kundrotas K.R. The influence of volumetric electromechanical mandreling on the lead yield from the matrix material on the bronze bearing bushing surface (Conference Series: Materials Science and Engineering Collection of materials of the International Conference on Modern Trends in Manufacturing Technologies and Equipment: Mechanical Engineering and Materials Science, 2020)
12. Morozov A.V., Fedotov G.D., Ivanova Y., Khabieva L., Knyurov A. Thermal processes in the electromechanical mandrel of holes in steel billets (IOP Conference Series: Materials Science and Engineering. Modern power engineering (MPMB 2020) 8 September 2020, Moscow, Russian Federation. 2020).
Морозов Александр Викторович, д-р техн. наук, доцент, заведующий кафедрой, alvi.mor@mail.ru, Россия, Ульяновск, Ульяновский государственный аграрный университет им. П.А. Столыпина,
Кнюров Алексей Андреевич, аспирант, alexeikn@mail.ru, Россия, Ульяновск, Ульяновский государственный аграрный университет им. П. А. Столыпина,
Карпенко Михаил Александрович, канд. техн. наук, доцент, mikhailcarpenko@yandex.ru, Россия, Ульяновск, Ульяновский государственный аграрный университет им. П.А. Столыпина,
Каняева Ольга Михайловна, канд. техн. наук, доцент, kaniaeva@mail.ru, Россия, Ульяновск, Ульяновский государственный аграрный университет им. П.А. Столыпина,
Киреева Наталья Сергеевна, канд. техн. наук, доцент, kireeva.23@mail.ru, Россия, Ульяновск, Ульяновский государственный аграрный университет им. П.А. Столыпина
INFLUENCE OF VOLUMETRIC ELECTROMECHANICAL MANDREL MODES ON THE HEAT SATURATION OF THEDEFORMABLE VOLUME
A.V. Morozov, A.A. Kniurov, M.A. Karpenko, O.M. Kanyaeva, N.S. Kireeva
The paper considers a new method for the restoration of external smooth cylindrical surfaces, based on the movement of metal from non-working areas, by means of volumetric electromechanical mandrel (VEM). The results of investigations of the influence of the current strength during VEM and the relative wall thickness on the time of heat saturation of the deformable volume are presented. The studies were carried out by calculation (simulation) and experimental methods. Based on the results of modeling and experimental studies of heat saturation, a rational speed of the axial movement of the tool relative to the hole of the repaired area was established.
Key words: volumetric electromechanical mandrel, electrocontact heating, heat saturation, finite element method, experimental studies.
Morozov Alexander Viktorovich, doctor of technical sciences, docent, head of chair, alvi.mor@mail.ru, Russia, Ulyanovsk, Ulyanovsk State Agrarian University named after P.A. Stolypin,
Kniurov Alexey Andreevich, postgraduate, alexeikn@mail.ru, Russia, Ulyanovsk, Ulyanovsk State Agrarian University named after P.A. Stolypin,
Karpenko Mikhail Alexandrovich, candidate of technical sciences, docent, mikhailcarpen-ko@yandex.ru, Russia, Ulyanovsk, Ulyanovsk State Agrarian University named after P.A. Stolypin,
Kanyaeva Olga Mikhailovna, candidate of technical sciences, docent, kaniaeva@mail. ru, Russia, Ulyanovsk, Ulyanovsk State Agrarian University named after P.A. Stolypin,
Kireeva Natalya Sergeevna, candidate of technical sciences, docent, kireeva.23@mail.ru, Russia, Ulyanovsk, Ulyanovsk State Agrarian University named after P.A. Stolypin
