CC BY
4тей, аналогичных показанным на рис.2. Каждое значение этих отклонений, приведенное в таблице, представляет собой среднее арифметическое, определенное по результатам измерений трех заготовок. Из рис.2 и таблицы зид-но, что локальные погрешности формы отверстий при использовании стального инструмента значительно больше, а диаметр отверстия в средней части заготовки (рип ?) значительно меньше, чем при использовании твердосплавного инструмента. Причем соотношение к между отзер-стий, обработанных дорнованием стальным и твердосплавным инструментами (см. таблицу), зависит от расстояния от входного торца заготовок. Так, при Ц = 1 мм к « 1,2...1,3; при /_,= 5 мм к « 1,5...1,7; при 44 мм к « 1,5... 1,9. Очевидно, что если бы локальные погрешности формы отверстий формировались только за счет силовых деформаций инструментов, то соотношение к было бы близко Ет/ Ес= 2,7.
Рис. 2. Зависимости диаметра обработанных дорнованием
отверстий от расстояния от входного торца заготовки: Д - стальной инструмент, ♦ - твердосплазный инструмент; натяг дорнования 0,107 мм
Натяг дорнования, Расстояние от входного Отклонение образующей отверстия от образующей прилегающего цилиндра, miy
мм торца заготовки, мм Стальной инструмент Твердосплавный инструмент
1 0,0237 0,0181
5 0,0070 0,0046
0,107 10 0,0017 0,0017
35 0,0020 0,0014
40 0,0031 0,0012
44 0,0099 0,0066
1 0,0276 0,0223
5 0,0091 0,0053
0,133 10 0,0027 0,0010
35 0,0023 0,0019
40 0,0028 0,0023
44 0,0118 0,0063
Таким образом, основываясь на результатах экспериментов, можно утверждать, что локальные погрешности формы отверстий в толстостенных заготовках при дорно-вании в значительной степени обусловлены силовыми деформациями инструмента, которые нарастают при его входе е отверстие заготовки и убывают при выходе из него. Более того, роль силовых деформаций инструмента в образовании этих погрешностей оормы отверстий (за исключением их очень небольшого участка, примыкающего к входному торцу заготовки) является преобладающей.
В этой связи предпочтительным является использова-
ние при дорновании твердосплавного инструмента, который по сравнению со стальным обеспечивает значительно большую точность отверстий.
Список литературы
1. Проскуряков Ю.Г. Технология упрсчняюще-калибру-ющей и формообразующей обработки металлов. -М.Машиностроение, 1Э71. - 208 с.
2. Протяжки для обработки отверстий / Д.К. Мяргупис. М.М. Тверской, E.H. Ашихмин и др. -М.Машиностроение, 1986. -232 с.
Взаимосвязь механических свойств конструкционных сталей с их обрабатываемостью шлифованием
С. Г. БИШУТИН, доцент, доктор техн. наук, БГТУ, г. Брянск
В условиях серийного производства, характеризуемого частой сменой объектов производства, нередко возникает необходимость в оперативной оценке обрабатываемости различных сталей электрокорундовыми кругами. Однако до сих пор нет достаточно простых и достоверных методик по оценке производительности процессов шлифования различных конструкционных материалов, что приводит к увеличению длительности технологической подготовки
производства по выпуску деталей, поверхности которых подвергаются шлифованию.
Для разработ<и подобной методики рассмотрим схему взаимодействия вершины абразивного зерна с обрабатываемым материалом (рис.1).
При одинаковых условиях взаимодействия вершины зерна с различными материалами (неизменных значениях скорости V перемещения вершины зерна, глубины (ас+ап)
UbPAbü ГКА МЫ AJIJ ЮВ
ТЕХНОЛОГИЯ
его внедрения в металл и радиуса р скругления вершины) соотношения ас/ап между толщинами срезаемого и подминаемого металла будут различными. Эти различия обусловлены неодинаковыми свойствами обрабатываемых материалов, что определяет индивидуальные особенности пластического деформирования этих материалов.
1
Рис. 1. Схема взаимодействия вершины зерна 1 с металлом с образованием стружку 2
В процессе пластического деформирования металла абразивным зерном частицы обрабатываемое материала перемещаются по определенным траекториям (рис.1). По траектории 5 перемещаются частицы металла, которые в точке А получают накопленную степень деформации сдвига Гр, достаточную для образования начала поверхности сдвига 3 [1]. Выше и ниже этой траектории расположены траектории 4 и 6 перемещений частиц металла, попадающих в стружку или в поверхностный слой детали. Различие механических свойств конструкционных сталей приводит к тому, что для каждого обрабатываемого материала траектория 5 будет иметь свою кривизну и положение в зоне контакта зерна с металлом. Следовательно, будет совершаться разная (при прочих равных условиях) единичная работа Ав, связанная с деформированием дифференциально малого объема обрабатываемого металла. Если в качестве характеристики обрабатываемости материала принять величину Ае, то следует отметить, что по её значению Де достаточно просто определить температуру нагрева деформируемого объема металла [2]. Таким образом, этот показатель комплексно характеризует термо-дефор-мационные процессы, происходящие при шлифовании. Очевидно, что чем больше величина Ае, тем хуже обрабатываемость данного материала.
Величину А можно определить по уравнению [2]
= JcT/de
(1)
где а , — обобщенные напряжение и деформация рассматриваемого объема металла. Решения уравнения (1) следующие: - при кусочно-линейной аппроксимации диаграммы а , г1
ГР
V3
ап + а,
(2)
- при линеино-степеннои аппроксимации диаграммы с, £. ^ = (3>
В этих формулах: ар - напряжение разрыва обрабатываемого материала (по данным [3] ор - аа (1+-0,014\|/), где СТ.
■ предел прочности обрабатываемого материала, относительное сужение после разрыва); ат - предел
ю
текучести обрабатываемого материала; п = [л(стр/ стт)]/[п(Гр/£т)] (в большинстве случаев л=0,1 ...0,2); г^ - обобщенная деформация рассматриваемого объема металла, при которой он испытывает начальные пластические деформации (ет=ат/Е, где Е - модуль упругости обрабатываемого материала); Гр - накопленная металлом степень деформации сдвига к моменту его разрушения в рассматриваемых условиях деформирования [4].
Разница значений Д., рассчитанных по формулам (2) и (3), находится в пределах от 10 до 20 % (расчеты по формуле (3) дают несколько большие значения Ав). Однако трудоемкость расчетов по формуле (2) ниже, чем по формуле (3).
Для подтверждения изложенного воспользуемся результатами экспериментов по оценке обрабатываемости различных сталей [5]. В результате этих исследований были определены значения удельной производительности Оу процесса абразивного шлифования различных сталей на одинаковых режимах обработки. Значения удельной производительности получались путем деления снятого за определенный промежуток времени объема металла на величину радиальной составляющей силы резания (которая поддерживалась на определенном уровне с помощью специального устройства) и ширину шлифовального круга. Далэе анализировалась корреляционная взаимосвязь величин Оу и Д,. Для расчета Аэ использовались значения механических свийсш сIалей, приведенные в [6,7]. Результаты этого анализа представлены на рис.2. Коэффициент парной корреляции между исследуемыми величинами составил г^ = - 0,855, а математическая зависимость между этими параметрами может быть представлена следующим образом:
0,115Ле, 450МПа < Де <1400МПа (4)
Qy =222
От
мни-кг-см
130
110 90 70 50
О • 1 ° □ -2 А-Э х.4 ©-6 В 7 • -9
□
10
-
•
s ч
450 550 650 750 850 950 1050 1150 А„МПа
Рис. 2. Взаимосвязь величин Qy и при абразивном шлифовании конструкционных сталей: 1 - 12Х2Н4А; 2 - 40ХНМА; 3 - Х5М; 4 - 18Х2Н4ВА; 5 - ЗОХГСНА;
6 - Ст.ЗО; 7 - 17СГ1Ф; 8 - ХН35ВТЮ; 9 - 1Х17Н2;
10 - корреляционная зависимость (4)
Проведенные исследования позволяют рекомендовать следующую последовательность по оценке обрабатываемости конструкционных сталей.
1. Определить по справочнику необходимые для расчета величины Ао механические свойства обрабатываемой стали.
2. Рассчитать по формуле (2) или (3) значение Ае.
3. Проверить выполнение условия 450 МПа <Де<1400 МПа.
4. Рассчитать по формуле (4)значение удельной производительности Q процесса илифования.
5. Используя справочные данные, определить радиальную составляющую силы резания для интересуемых условий обработки.
6. Оценить производительность процесса шлифования путем умножения Qy на величину радиальной составляющей силы резания и ширину шлифовального круга.
Список литературы:
1. Бишутин С.Г. Обеспечение требуемой совокупности параметров качества поверхностных слоев деталей при шлифовании: Монография. - М.: Машиностроение-"!, 2004. - 144 с.
2. Катаев Ю.П., Павлов А.Ф., Белоног В.М. Пластичность и резание металлов. - М.: Машиностроение, 1994. -144 с.
3. Конструирование машин: Справочно-методическое пособие. В 2 т./ А.Ф. Крайнев, А.П. Гусенков, В.В. Болотин и др.; Под ред. академика КВ. Фролова. - М.: Машиностроение, 1994. - Т.2. - 624 с.
4. Пластичность и разрушение/ В.Л. Колмогоров, A.A. Богатов, Б.А. Мигачев и др.; Под ред. В.Л. Колмогорова. -М.: Металлургия, 1977. - 336 с.
5. Корчак С.Н. Производительность процесса шлифования стальных деталей. - М.: Машиностроение, 1974. -280 с.
6. Журавлев В.Н.. Николаева О.И. Машиностроительные стали: Справ. - М.: Машиностроение, 1992. - 480 с.
7. Механические свойства конструкционных материалов при сложном напряженном состоянии: Справ./ A.A. Лебедев, Б.И. Ковальчук, Ф.Ф. Гигиняк, В.П. Ламашев-ский. - Киев: Наук, думка, 1983. - 367 с.
Влияние температуры литья на угар легирующих элементов бронзы БР.ОСЦН 1013 2 2
В работах [1, 2] описаны условия проведения плавок при значительных перегревах расплава выше линии ликвидус (7"шка = 1000 °С) такие, как Г=1220... 1250 °С. Данные условия могут привести к угару основных легирующих элементов сплава, что приведет к изменению их концентраций. В дальнейшем, проводя количественный анализ распределения вторичных фаз возможный угар, например олова, может повлиять на расчетное значение объемной доли эвтектоида (а+5)и внести ошибку в результаты.
Целью настоящей работы является исследование влияния температуры литья бронзы Бр.ОСЦН 10-13-2-2 на угар ее легирующих элементов.
Угар элементов определяли методом рентгенофлуорес-центного анализа (РФА), являющегося одним из самых высокоточных методов определения химического состава материалов. Точность измерений при РФА составляет 0,001%. Задачей РФА является качественное и количественное определение химических элементов в пробе на основе измерения их спектров характеристического излучения. Для возбуждения характеристического излучения элемента в материале пробы используются тормозное излучение и характеристическое излучение материала анода рентгеновской трубки. В качестве стандартного материала анода применяется родий (РИ), так как излучение этого элемента одновременно подходит для возбуждения тяжелых и легких металлов. Рентгенофлуо-ресцентный анализ проводили на установке «ВР11КЕР» (Германия) модели 84РЮМЕЕК1. Диаметр рентгеновского пучка, излучаемого родиевой трубкой, составляет 34 мм.
Бронзу плавили в высокочастотной индукционной тигельной печи ВЧГ2-100/0,066 из технически чистых металлов. В качестве шихты использовали катодную медь марки М1к (ГОСТ 859-78), листовой свинец марки С-1
A.B. КОР 4M ИТ, ассистент, ТПУ, г. Томск
(ГОСТ 3778-77), прутковое олово марки 0-1 (ГОСТ 860-75), гранулированный никель марки Н-1 (ГОСТ 849-70), чушковой цинк марки Ц-1 (ГОСТ 3640-79). Расплав перед разливкой раскисляли фосфористой медью марки МФ9 (ГОСТ 4515-81). Шихту навешивали на электронных весах с точностью ±0,1 г в строгом соответствии с маркировкой сплава. Температуру контролировали по тонкой (толщиной =1 мм) графитовой таблетке, полностью закрывающей зеркало расплава, при помощи быстродействующего инфракрасного оптического пирометра ТПТ-9С фирмы Agema (Швеция) с лазерным наведением. Скорость действия пирометра 0,7 °С/с погрешность измерения ± 1°С.
Бронзу отливали в кокиль при Т- 1050 °С (перегрев 50 °С) без выдержки и при Т= 1250 °С (перегрев 250 °С) с выдержкой 3 мин в печи при данной температуре. Полученные отливки массой 1,5 кг имели высоту 82 мм и диаметр 50 мм. В первом случае плавку вели в тигле из обычного графита, во втором - из силицированного. Так можно установить взаимодействие материала тиггя при плавке, в частности кремния, с жидким расплавом. Из средней части отливок вырезали пробы для химического анализа.
Объектами исследования служили образцы в виде таблеток диаметром (d) 40 мм и толщиной (S) 6 мм. Поверхность образцов перед анализом обрабатывалась на токарном станке при высоких скоростях вращения шпинделя и малой поперечной подаче резца. Данный вид обработки не требует последующей шлифсвки и исключает внедрение абразивных частиц в поверхность образцов.
Сравнивая результаты РФА образцов можно утверждать, что химический состав образца, отлитого при 7= 1250 °С, практически не отличается от таково'о, отлитого при Г= 1050 °С (см. таблицу).
т, °с Химический состав, %
Си РЬ Sn Zn Ni Р Si Fe Co Na Ca
1050 72,85 11,86 10,13 2,65 2,06 0,041 0,021 0,07 0,027 0,165 0,064
1250 74,64 10,34 10,08 2,5 2,05 0,046 0,022 0,1 0,032 0,1 0,06
Остановка Института физики прочности и материаловедения СО РАН. г. Томск
Полученные результаты говорят о малом угаре элементов при высоком перегреве расплава, даже тех, температура кипения которых ниже температуры плавления исследуемого сплава (Ип и Р) и упругость паров в распла-
