Прогрессивные технологии и системы машиностроения

ПРОГРЕССИВНЫЕ ТЕХНОЛОГИИ И

СИСТЕМЫ МАШИНОСТРОЕНИЯ

Международныйсборник научных трудов

Выпуск 1 (51)’ 2015

ДОНЕЦК - 2015

ПР

ОГ

РЕ

СС

ИВ

НЫ

ЕТ

ЕХ

НО

ЛО

ГИ

ИИ

СИ

СТ

ЕМ

ЫМ

АШ

ИН

ОС

ТР

ОЕ

НИ

Я

ВЫП.1 (51)2015

�

1921

ДОНЕ

ЦКИЙНАЦИОНАЛ

ЬНЫЙ ТЕХНИЧЕС

КИЙУНИВЕРСИТЕТ

ДОНЕЦКИЙ

НАЦИОНАЛЬНЫЙ

ТЕХНИЧЕСКИЙ

УНИВЕРСИТЕТ

ISSN 2073-3216

МИНИСТЕРСТВО ОБРАЗОВАНИЯ И НАУКИ ГОСУДАРСТВЕННОЕ ВЫСШЕЕ УЧЕБНОЕ ЗАВЕДЕНИЕ

«ДОНЕЦКИЙ НАЦИОНАЛЬНИЙ ТЕХНИЧЕСКИЙ УНИВЕРСИТЕТ»

ПРОГРЕССИВНЫЕ ТЕХНОЛОГИИ И СИСТЕМЫ МАШИНОСТРОЕНИЯ

Международный сборник научных трудов

Основан в декабре 1994 года

Выходит 2 раза в год

Випуск 1 (51)’ 2015

Донецьк – 2015

ISSN 2073-3216

УДК 621.01(06) Публикуется в соответствии с решением Ученого Совета Донецкого национального технического университета (протокол № 6 от 19 июня 2015 г.) В международном сборнике научных работ приведены некоторые вопросы теории и практики обработки изделий прогрессивными методами, показаны достижения и пути развития технологического оборудования, оснастки, металлорежущего инструмента и нанесения специальных покрытий на изделия машиностроения. Рассмотрены отдельные аспекты автоматизации производственных процессов и надежности технологического оборудования. Освещены современные проблемы материаловедения в машиностроении. В данном сборнике публикуются ученые и ведущие специалисты из различных стран мира. Предназначен для научно-технических работников, ИТР и специалистов в области машиностроения. Основатель и издатель – Донецкий национальный технический университет Издается при содействии Международного союза машиностроителей

РЕДАКЦИОННАЯ КОЛЛЕГИЯ: Михайлов А.Н. (гл. редактор), Гусев В.В. (зам. гл. редактора), Ищенко А.Л. (секретарь), Байков А.В. (ДНР), Бахадиров Г.А. (Узбекистан), Богуславский В.А. (ДНР), Братан С.М. (Россия), Буленков Е.А. (ДНР), Бутенко В.И. (Россия), Витренко В.А. (ЛНР), Горобец И.А. (ДНР), Грубка Р.М. (ДНР), Данияров Н.А. (Казахстан), Еронько С.П. (ДНР), Ивченко Т.Г. (ДНР), Коваленко В.И. (ДНР), Курбанов Х.К. (Туркменистан), Лахин А.М. (ДНР), Мазуру С. (Молдова), Маляренко А.Д. (Беларусь), Мельникова Е.П. (ДНР), Навка И.П. (ДНР), Неделку Д. (Румыния), Поветкин В.В. (Казахстан), Прутяну О. (Румыния), Родованович М. (Сербия), Сидорова Е.В. (ДНР), Суслов А.Г. (Россия), Тока О. (Молдова), Федонин О.Н. (Россия), Хандожко А.В. (Россия), Христафорян С.Ш. (Армения), Чернышев Е.А. (ДНР), Шабаев О.Е. (ДНР) Адрес редакционной коллегии: ДНР, 83001, г. Донецк, ул. Артема, 58, ДонНТУ, кафедра ТМ. Тел./Факс: +38 062 305-01-04, E-mail: [email protected] http://donntu.edu.ua Сборник зарегистрирован в Государственном комитете информационной политики, телевидения и радиовещания Украины. Свидетельство: серия КВ № 7381 от 03.06.2003 г. Сборник включен до нового Перечня научных специальных изданий Украины № 1-05/6 от 16.12.2009 г. (Бюл. ВАК №1, 2010 г.), в которых могут публиковаться результаты диссертационных работ на соискание ученых степеней доктора и кандидата наук. Авторы статей, 2015 ISSN 2073-3216 ГВУЗ «Донецкий национальный технический университет», 2015

mailto:[email protected]

http://donntu.edu.ua

ISSN 2073-3216 Прогрессивные технологии и системы машиностроения № 1(51)’2015

© Абдулкаримов М.К.; 2015 г. 3

УДК 622.242.3 М. К. Абдулкаримов асс.

Уральский государственный горный университет, г. Екатеринбург, Россия Тел./Факс: (8.107343)2573347; E-mail: [email protected]

ОСОБЕННОСТИ ГНУТОГО ПРОФИЛЯ

В МЕТАЛЛОКОНСТРУКЦИЯХ БУРОВЫХ УСТАНОВОК

Металлоконструкции различных механизмов, машин и оборудования выполняются из профилей во многом определяющих нагрузочные способности, выполнения поставленных задач и определяют в боль-шинстве случаев стоимость всей машины, установки (подъемно-транспортные машины, краны, буро-вые машины). Применения гнутого профиля в сечениях конструкции буровых вышек-мачт, может дать ряд преимуществ по сравнению с традиционным горячекатаным профилем.

Ключевые слова: гнутые профили, металлоконструкции, сечение, буровые машины, буровые вышки-мачты.

M. K. Abdulkarimov

FEATURES OF THE BENT PROFILE IN THE METALWORK OF DRILLING RIGS

Steel structures of different mechanisms, machines and equipment are made of structures is largely determined by the capacity, the performance of tasks and determine in most cases the cost of the entire machine, the instal-lation (lifting machinery, cranes, drilling machines). Applications curved profile structures in cross sections masts derricks may give a number of advantages compared to traditional hot-rolled profile. Key words: bent profile, metalwork, section, drilling machine, drilling tower-rig.

Для создания конкурентоспособной продукции большое внимание уделяется опти-

мизации проектируемых металлоконструкций. В работе И.Ю. Быкова много внимания уделено исследованию состояния элементов

буровых вышек-мачт, методам диагностирования и испытания металлоконструкций буровых вышек [1]. Недостатком этой работы является отсутствие информации о воз-можном изменении или оптимизации сечений металлоконструкций. Поиск оптималь-ного сечения, приведет к изменениям прочностных характеристик конструкции, даст толчок к выбору оригинальной структуры металлоконструкции.

На кафедре горных машин и комплексов Уральского государственного горного университета были поставлены следующие задачи: поиск оптимальных значений гео-метрических параметров буровой вышки; определение оптимальной формы сечения профилей буровой вышки. Для выполнения поставленных задач, мы применяем один из универсальных методов глобальной оптимизации ориентированный на синтез оптимальных форм элементов технического объекта (ТО). Под ТО мы принимаем вышку-мачту буровой установки [2].

Гнутые профили проката — это один из видов металлопродукции, изготовляемый методом непрерывного холодного профилирования листов, полос и ленты на профиле-гибочных станах различных типов. Гнутые профили проката изготавливают самой раз-нообразной конфигурации поперечного сечения, в том числе замкнутой и полузамкну-той формы (рис. 1) из цветных металлов и сплавов, углеродистой, низколегированной и легированной сталей с шириной исходной заготовки до 2000 мм, толщиной до 20 мм и длиной до 11,5 м.

Преимущества гнутых профилей проката



4

Производство гнутых профилей, изготовляемых методом профилирования листов, по-лос или ленты на профилегибочных станах, и применение этих профилей в различных от-раслях имеют следующие преимущества: 1. Метод гибки в валках, дает возможность получать фасонные профили с наиболее рацио-нальным распределением металла по сечению и в связи с этим с максимальной жесткостью

и прочностью их при минимальном расходе ме-талла. На рис. 1 приведены графики величин мо-ментов сопротивления, моментов инерции и ра-диусов инерции для гнутого профиля и равного ему по площади сечения профиля, составленного из двух равнобоких горячекатаных уголков. Рас-четы, выполненные ЦНИИПС, показывают, что моменты инерции и сопротивления гнутого про-филя в 1,5—2,8 раза, а радиусы инерции в 1,5—1,6 раза больше, чем соответствующие характе-ристики профилей из двух уголков. Задача уменьшения расхода металла без умень-шения прочности конструкции — одна из важ-нейших при разработке проектов новых типов машин, изделий и сооружений и требует от кон-структоров более широкой разработки и приме-нения новых видов экономичных профилей спе-циального назначения. Однако горячая прокатка часто ограничивает, а иногда и совсем не дает возможности получить необходимые и наиболее выгодные с точки зрения прочности профили, а также профили с тонкими стенками. Профилиро-ванием холодного полосового, ленточного и лис-тового металла можно изготовить экономичные профили минимальной толщины и самой различ-ной сложной формы поперечного сечения. 2. На профилегибочных станах можно получить профили, которые дают возможность создавать новые типы конструкций, а также элементы ме-таллических конструкций, состоящие из одного профиля. Это обеспечивает экономию металла, а в процессе сборки резко сокращает необходи-мость в операциях сварки и клепки отдельных элементов. 3. Применение в различных конструкциях гнутых профилей с обычной формой сечения — уголка, швеллера и др., имеющих одинаковую толщину

по всему сечению, облегчает выполнение технологических операций по сборке и уменьша-ет затраты труда на монтаж этих конструкций. 4. Изготовление ряда деталей профилированием устраняет значительные затраты на меха-ническую обработку и большие потери металла при изготовлении их другими способами. Коэффициент использования металла при профилировании находится в преде-лах 99,5—99,8%; величина брака при профилировании в 3—5 раз меньше, чем при горячей прокатке на сортовых станах.

Рис. 1. Сравнение величин макси-мальных (1) и минимальных (2) моментов сопротивления Wx, мо-ментов инерции Ix (3) и радиусов инерции rx (4) для равновеликих по площади сечения F гнутого профи-ля (а) и двух горячекатаных равно-боких уголков (б)


5

5. Холодное профилирование металла сопровождается наклепом, в результате которого предел текучести возрастает. При соответствующей технологии профилирования гнутые профили на 10— 15% прочнее исходного металла. При применении гнутых профилей это обстоятельство дает возможность осуществить дополнительное снижение массы машин и металлических конструкций. 6. Гнутые профили, изготовленные на профилегибочных станах, не требуют последующей правки, так как при соответствующей настройке стана, могут быть устранены изгибы полос в вертикальной и горизонтальной плоскостях, а также скручивание их. 7. Гнутые профили из холоднокатаного листа и ленты отличаются высоким качеством по-верхности, что допускает полирование и декоративное покрытие их без дополнительной обработки.

Меньшее количество дефектов на поверхности гнутых профилей обеспечивает так-же большую коррозионную стойкость и высокую конструкционную прочность. Такие де-фекты, как микроскопические трещины и царапины на поверхности, развиваясь в глубину, способствуют усилению процесса коррозии, а также концентрации напряжений и умень-шают срок службы детали или конструкции.

В США, Англии и Франции были проведены широкие исследования, по коррозион-ной стойкости конструкций из гнутых профилей толщиной 4 мм, эксплуатировавшихся в различных климатических условиях в течение 18—35 лет. Поверхность конструкций была защищена обычной окраской. Все исследованные конструкции находились в хорошем со-стоянии.

С целью получения дополнительной экономии металла и снижения массы сооруже-ний гнутые профили несущих конструкций, для которых конструкционная прочность име-ет первостепенное значение, целесообразно изготовлять из низколегированной стали. 8. Оборудование, необходимое для профилирования металла в валках, менее сложно, более легко и просто в обслуживании и дешевле в изготовлении, чем прокатное или прессовое. Профилирование не требует ни нагрева металла, ни оборудования для термообработки его до или после формовки. Капиталовложения и эксплуатационные расходы при профилиро-вании значительно меньше, чем при других видах обработки.

В связи с этим высокая производительность профилегибочного оборудования не ог-раничивает использование его только для производства массовой продукции. Линия по производству гнутых профилей окупает первоначальные за траты и существенно уменьша-ет стоимость готовой продукции, даже если она работает с перерывами на относительно малых партиях по размеру и форме профилей [3].

В машиностроении применение гнутого профиля набирает обороты с появлением новых технологий и оборудования для производства гнутых профилей. В процессе проектировании металлоконструкции буровых установок все меньше уделяется внимание конструктивным особенностям составных частей (профилей) металлоконструк-ций вышек, таким образом, упускается возможность комплексного исследования различно-го сечения составных профилей и конструкции буровых вышек, например с точки зрения функционально-стоимостного анализа.

ОАО «СТРОЙДОРМАШ» (г. Алапаевск, Свердловской обл.), выпускает буровые установки разведочного бурения с использованием гнутого профиля в конструкциях мач-ты. Гнутый профиль применяется на установках: БГМ-21 рис.2, УРБ-2М рис. 3, УРБ-51 рис. 4.


6

Рис. 2. Установка БГМ – 21

Рис. 3. Установка УРБ – 2М

Рис. 4. Установка УРБ – 51

Применение гнутого профиля позволит рационально и экономично использовать ресурсы любого машиностроительного предприятия.

В современных буровых установках применяется ферменная конструкция вышек и мачт, сечением которой служит горячекатаный стальной прокат различного сечения. Создание новой конструкции состоящей из гнутого профиля позволит изменить сле-дующие параметры буровой установки в целом: уменьшение массы установки; увели-чение мобильности; простота при монтаже, демонтаже буровой установки; уменьшение металлоемкости и как следствие уменьшение стоимости буровой установки

Список литературы 1. Быков И.Ю., Смирнов А.Л. Исследование структуры металла методомакусти-

ческой эмиссии при осевом сжатии элементов буровых мачт// Строительство нефтяных и газовых скважин на суше и на море. − 2012. − № 8. − С. 8−14.

2. Половинкин А. И. Основы инженерного творчества/ А. И. Половинкин. – Мо-сква: Машиностроение, 1988. – 256с.

3. Тришевский И.С. Гнутые профили проката (справочник)/ И.С. Тришевский, Н.М. Воронцов, Ю.В. Дзина и др. – Москва: Металлургия, 1967. - 7с.

Поступила в редколлегию 01.04.2015 г.


© Аникуда С. Н., Хейфец И.М.; 2015 г. 7

УДК 621: 658.512: 338.24 С.Н. Анкуда, И.М. Хейфец

Минский государственный высший радиотехнический колледж, г. Минск, Беларусь Тел.: +375 (017) 2840775; Факс: +375 (017) 2840375; E-mail: [email protected]

ИНТЕГРАЦИЯ ИНЖЕНЕРНО-ФИЗИЧЕСКИХ, ГЕОМЕТРИЧЕСКИХ

И ИНФОРМАЦИОННЫХ МОДЕЛЕЙ ИЗДЕЛИЯ ПРИ АВТОМАТИЗИРОВАННОМ ПРОЕКТИРОВАНИИ

Рассматриваются теоретические основы строительства комплекса процедур анализа системных и

технологических особенностей различных проблем, связанных с информационным взаимодействием. Реали-зация комплекса позволяет выяснить данные для синтеза типовых структур комплексной системы авто-матизации проектирования сложных технических агрегатов. Ключевые слова: физический, инженерно-геометрических моделей, информационного взаимодействия, САЕ/CAD/сам

S. Ankud, I. Heifetz

NTEGRATION OF ENGINEERING PHYSICS, GEOMETRIC AND INFORMATION MODELS OF THE PRODUCT IN COMPUTER AIDED DESIGN The theoretical footing of construction of complex of analysis procedures of system and technological features of variety of problems connected with information interaction is examined. The realization of the complex allows finding out data for synthesis of standard structure of integrated systems of automation of designing of compli-cated technical units. Key words: physical, engineering and geometrical models, information interaction, CAE/CAD/CAM.

Введение. На всех этапах жизненного цикла изделия имеются свои целевые уста-

новки, достижение которых, оказывается невозможным без автоматизированных систем, интегрированных с использованием компьютерной техники [1].

Компьютерная поддержка жизненного цикла изделия или CALS-технология в ус-ловиях компьютерно-интегрированного производства связана на входе предприятия с заказами, а на выходе – с готовой продукцией и с последующими этапами ее жизненного цикла [2].

Комплексные системы автоматизированного проектирования. Используемые

автоматизированные системы (рис. 1) программно и информационно поддерживают следующие процедуры [2]: САЕ — инженерные расчеты и анализ; CAD — конструиро-вание; САМ — технологическую подготовку производства и программирование обору-дования с ЧПУ; PDM — управление проектными данными; CAPP — организационно-технологическую подготовку производства; CNC — числовое управление оборудовани-ем; SCADA — диспетчерское управление производственными процессами; MES — ис-полнительную систему производства; MRP-2 — планирование и управление производ-ственными ресурсами; ERP — планирование и управление предприятием; SCM — управление цепочками поставок; CRM — управление взаимоотношениями с заказчика-ми; S&SM — управление продажами и обслуживанием.

Часто справедливо замечают, что наклонные линии в аббревиатуре CAD/CAM/CAE/САРР/PDM скорее не делят, а объединяют соответствующие подсисте-мы САПР. Интеграция и комплексное использование инженерных подсистем являются магистральным путем развития современных систем автоматизированного проектирова-ния и обосновываются необходимостью создания комплексных моделей, наиболее пол-



8

но и всесторонне отражающих свойства изделия, а также удобством и экономической целесообразностью комплексного решения проблем автоматизации технической подго-товки производства [1].

С точки зрения подходов компьютерного проектного моделирования, СAD/.../PDM- подсистемы интегрированной САПР можно рассматривать как специали-зированные, объектно-ориентированные инструменты (среды) моделирования. При их совместном использовании создаются и связываются в единое целое (комплексную мо-дель) инженерно-физические (САЕ/САМ), геометрические (CAD/CAM) и информаци-онные (САРР/PDM) модели изделия.

Принципиальная схема взаимодействия подсистем интегрированной САПР при-ведена на рис. 2.

Рис. 1 Этапы жизненного цикла промышленных систем и используемые автоматизированные системы CALS-технологии

Методы моделирования инженерно-физических систем. Создание инженер-но-физических моделей (САЕ/САМ) технических объектов и технологических процес-сов начальный этап формирования комплексных систем автоматизированного проекти-рования.

Модель - объект (явление, процесс, система, установка и др.), находящийся в от-ношении подобия к моделируемому объекту. Под подобием понимается - взаимно од-нозначное соответствие между двумя объектами. Разнообразие моделей и форм моде-лирования отражает их классификация, при которой методы моделирования подразде-ляются на группы:


9

Рис. 2.Схема взаимодействия подсистем интегрированной САПР

Натурное моделирование - эксперимент на самом исследуемом объекте, кото-рый при специально подобранных условиях опыта служит моделью самого себя.

Физическое моделирование - эксперимент на специальных установках, сохра-няющих природу явлений, но воспроизводящих их в количественно измененном мас-штабированном виде.

Математическое моделирование - использование моделей, по физической при-роде отличающихся от моделируемых объектов, но имеющих сходное математическое описание.

В группе математических моделей в свою очередь выделяются подгруппы: Модели прямой аналогии, в которых каждой физической величине оригинала со-

поставляется в модели величина другого рода, изменяющаяся в пространстве и во вре-мени сходным образом.

Структурные или операционные модели, в которых математическое описание оригинала воспроизводят в виде совокупности отдельных операций, выполняемых со-ответствующими блоками.

Цифровые модели, в которых те же операции выполняются в цифровом виде, обычно последовательно одна за другой в общем процессоре.

Функциональные модели, в которых воспроизводится только поведение, функция оригинала, но не его устройство, так, что по описанию модель может быть не подобна натуре.

Натурное и физическое моделирование основываются непосредственно на тео-рии подобия, так как в обоих случаях модель и оригинал подобны по физической при-роде. Это дает основание объединить их в класс моделей физического подобия.

Модели прямой аналогии обычно используются для исследования физических полей, а структурные модели применяются при исследовании динамических систем. В


10

обоих случаях модель принадлежит тому же типу объектов, что и оригинал: поле моде-лируется полем, система - системой. Поэтому они объединяются в класс моделей-аналогов.

Цифровые модели выделяются в класс имитационных моделей, в которых вос-производят не функционирование моделируемого объекта, а некоторые характерные для него зависимости одних параметров от других.

Система - совокупность определенным образом упорядоченных элементов. Взаимосвязанные и взаимодействующие между собой и внешней средой элементы объ-единяются в единое целое по некоторым общим признакам. Сущность системы и ее функций невозможно понять, рассматривая только свойства ее отдельных элементов и не учитывая их внутренних связей и взаимодействия с окружающей средой.

Моделирование технических объектов и технологических процессов. Техно-логические процессы, включающие совокупность разнообразных термомеханических, физико-химических, ионно-лучевых превращений, приводящих к получению материа-лов, заготовок, деталей машин с заданными свойствами, относятся к числу наиболее сложных систем. В качестве элементов они включают как детали, инструменты, сред-ства оснащения и другие объекты так и реакции, явления, эффекты и другие элемен-тарные процессы.

Системный подход к исследованию и описанию технологических процессов ос-нован на декомпозиции системы на более простые подсистемы, взаимодействующие между собой, раздельном изучении их структуры и функций, с последующим синтезом полученных сведений. При синтезе учитывается выявленная иерархия процессов по масштабам области действия, их пространственное расположение и временная после-довательность, а также синергетические эффекты, общее действие которых превышает кажущуюся сумму отдельно взятых воздействий [3].

Составляющие сложный процесс элементарные явления протекают в областях, масштабы, которых различаются от низшего (уровень атомов и молекул) до высшего (уровень технологической системы, участка или производства). Эта особенность нахо-дит отражение в иерархической структуре модели, которую целесообразно строить пу-тем последовательного перехода в описании процесса с одного уровня на другой [4].

Атомный или молекулярный уровень описывает физико-химические процессы микрокинетики, протекающие в областях, имеющих масштаб расстояний между ато-мами. Уровень частиц малого объема описывает процессы в масштабе отдельных включений, фаз, структур и т.п. для неоднородной (негомогенной) технологической среды. Эти два уровня должны дополняться явлениями макрокинетики: тепло- и массо-переноса, упругости и пластичности в однородной (гомогенной) среде с изотропными и анизотропными свойствами. Уровень рабочей зоны технологической системы описы-вает процессы в областях, размеры которых соответствуют крупным агрегатам частиц: зонам термического влияния, деформации, диффузии, оплавления и т.п. Этот уровень учитывает характер движения потоков вещества и энергии. Уровень технологической системы (процесса и установки) учитывает взаимное расположение и размеры рабочих зон и элементов системы, последовательность технологических воздействий.

Модель каждого уровня содержит в свернутом виде модели более низких уров-ней и соотношения, описывающие переход с одного уровня на другой. Системный под-ход позволяет анализировать и моделировать технологический процесс, представлен-ный в виде отдельных блоков, что существенно упрощает описание сложных явлений, не упуская из вида пространственно-временную структуру моделируемой системы, ха-рактер связи между отдельными уровнями и подсистемами.


11

Графическое ядро выступает в роли фундамента интеграции и является универ-сальным объединяющим элементом взаимосвязанных подсистем (CAD/.../PDM), исполь-зуемых в процессе технической подготовки производства. Объемная геометрическая модель наиболее полно отражает структуру, точно описывает форму и наглядно пред-ставляет облик проектируемого изделия [5]. При необходимости геометрическая модель может быть дополнена и всей другой важной для проектирования и производства ин-формацией.

В итоге формируется полное электронное описание изделия — EPD (Electronic Product Definition). На этапе проектирования осуществляется обмен данными перечис-ленных выше систем с системой управления цепочками поставок SCM (Supply Chain Management), иногда называемой системой CSM (Component Supplier Management). На этапе производства эта система управляет поставками необходимых материалов и ком-плектующих.

Заключение. В последнее время усилия многих компаний, производящих про-граммно-аппаратные средства АСУ, направлены на создание систем электронного биз-неса (E-Commerce). Задачи, решаемые системами E-Commerce, сводятся не только к организации на сайтах сети Internet витрин товаров и услуг. Они объединяют в едином информационном пространстве запросы заказчиков и данные о возможностях множе-ства организаций, специализирующихся на предоставлении различных услуг и выпол-нении тех или иных процедур и операций по проектированию, изготовлению, постав-кам заказанных изделий. Такие системы E-Commerce называют системами управле-ния данными в интегрированном информационном пространстве СРС (Collaborative Product Commerce), или PLM (Product Lifecycle Management).

Проектирование непосредственно под заказ позволяет добиться наилучших пара-метров создаваемой продукции, а оптимальный выбор исполнителей и цепочек поставок ведет к минимизации времени и стоимости выполнения заказа. Характерная особен-ность СРС – обеспечение взаимодействия многих предприятий, т. е. технология СРС является основой, интегрирующей информационное пространство, в котором функцио-нируют САПР, ERP, PDM, SCM, CRM и другие автоматизированные системы разных предприятий.

Список литературы: 1. Теоретические основы проектирования технологических

комплексов / Под общ. ред. А.М. Русецкого /А.М. Русецкий, П.А. Витязь, М.Л. Хейфец и др.– Минск: Беларус. навука, 2012. – 239 с.

2. Автоматизация и управление в технологических комплексах / Под общ. ред. А.М. Русецкого /А.М. Русецкий, П.А. Витязь, М.Л. Хейфец и др. – Минск: Беларус. на-вука, 2014. – 375 с.

3. Технологии конструкционных наноструктурных материалов и покрытий / Под общ. ред. П.А. Витязя и К.А. Солнцева / П.А.Витязь. А.Ф. Ильющенко, М.Л. Хейфец и др.– Минск: Бел. навука, 2011.- 283с.

4. Хейфец, М.Л. Проектирование процессов комбинированной обработки. – М.: Машиностроение, 2005. – 272 с.

5. Конструирование и оснащение технологических комплексов / Под общ. ред. А.М. Русецкого /А.М. Русецкий, П.А. Витязь, М.Л. Хейфец и др. – Минск: Беларус. на-вука, 2014. – 316 с.



© Байков А.В.; 2015 г. 12

УДК 621.923 А.В. Байков, канд. техн. наук.

Донецкий национальный технический университет Тел.: +38 (062) 3010805; E-mail: [email protected]

ОПИСАНИЕ РАБОЧЕЙ ПОВЕРХНОСТИ ЭЛАСТИЧНОГО

ШЛИФОВАЛЬНОГО ИНСТРУМЕНТА В ЗОНЕ КОНТАКТА С ЗАГОТОВКОЙ

Рассмотрены способы математического описания распределения по высоте вершин алмазных зерен шлифовальных кругов с помощью различных законов распределения. Оценена погрешность описания разновысотности вершин активных зерен. Рассмотрен характер распределения активных зерен в зоне контакта с заготовкой для различных законов распределения.

Ключевые слова: Алмазное зерно, плотность распределения, упругое перемещение, трансформация рабочей поверхности.

A.V. Baykov

DESCRIPTION OF THE ELASTIC GRINDING TOOLS WORKING SURFACE IN THE

CONTACT AREA WITH THE WORKPIECE The methods of mathematical description of distribution in altitude of diamond grains tips for grinding wheels by the different distribution laws are considered. Description error of difference of altitude of active grains tips is assessed.. Considered the character of the distribution of active grains in the contact area with the workpiece for various distribution laws Key words: Diamond grain, density of distribution, elastic movement, the working surface transformation

1. Введение В настоящее время в машиностроении все более широко применяют детали из

природного гранита и синтеграна (станины, стойки, траверсы, столы, угольники, аэростатические направляющие и измерительные плиты станков и контрольно-измерительных машин). Одним из наиболее важных этапов обработки деталей из природного камня является тонкое алмазное шлифование, т.к. качество поверхности на заданном этапе определяет трудоемкость заключительной операции обработки - полирования. На этом этапе шлифования все более активно используется инструмент на полимерном эластичном связующем, обладающий определенной спецификой характера съема материала. Вследствие упругих свойств полимерной связки алмазные зерна под действием усилий резания перемещаются от статического положения в направлении нормальной составляющей силы резания увеличивая количество одновременно работающих алмазных зерен и уменьшается разновысотность режущих профилей. Поэтому при обработке эластичным инструментом задается не определенная глубина резания, а требуемая величина давления в зоне обработки [1].

На показатели качества и производительности обработки при шлифовании определяющее влияние оказывает характер геометрии рабочей поверхности шлифовального круга (РПК).

В настоящее время, рассматривая распределение формообразующих элементов шлифовального круга, учитывают смещение кривой плотности вероятностей вершин зерен по глубине инструмента на величину износа зерен и величину упругих деформаций [2]. Результаты исследования продуктов диспергирования при шлифовании эластичным инструментом доказывают, что для данного инструмента основным видом износа является вырыв зерен, возможно, с фрагментами связки.



13

Поэтому можно полагать, что для эластичного инструмента величина упругих деформаций существенно превышает величину износа зерен и последнюю можно не учитывать без существенного искажения результатов описания распределения зерен.

Обычно закон распределения вершин зерен над уровнем связки получают на основании обработки экспериментальных данных, причем описывают плотность вероятности распределения всех выступающих над уровнем связки алмазных зерен. Однако в удалении обрабатываемого материала принимают участие преимущественно наиболее выступающие зерна, поэтому используемые законы могут давать определенную погрешность в описании характера расположения вершин данной группы зерен.

На основании вышеизложенного следует, что для описания распределения вершин алмазных зерен эластичного шлифовального инструмента в зоне контакта с обрабатываемым материалом целесообразно комплексно рассматривать напряженно-деформированное состояние фрагмента «зерно-связка» и характер распределения в статике только наиболее выступающих зерен, которые непосредственно участвуют в процессе резания.

2. Основное содержание и результаты работы Для оценки погрешности описания распределения вершин наиболее

выступающих зерен традиционно используемыми законами распределения высоты выступания зерен, были изготовлены абразивные бруски зернистостью F80 на эластичной полимерной связке. После изготовления бруски подвергались вскрытию путем сошлифовывания слоя h=0,5 мм. Запись рельефа поверхности абразивных брусков проводилась на профилографе-профилометре модели 252. Обработка профилограмм заключалась в определении разновысотности алмазных зерен относительно наиболее выступающего зерна.

Распределение вершин абразивных зерен по высоте было описано следующими законами [3]. Нормальным законом распределения с параметрами: первый центральный момент М(x)=31,71 мкм, второй – D(x)=184,96 мкм2. Распределением Вейбулла с параметрами: α=2,494; β=35,75337. Гамма-распределением: параметры определены методом моментов α=5,42962; β=5,84071. Распределением Рэлея с параметром a=28 мкм. Проверка гипотезы, что опытное распределение подчиняется рассматриваемым законам по критерию согласия χ2 (Пирсона), показала, что гипотезу соответствия можно считать правдоподобной для всех рассматриваемых законов.

Аппроксимация значений вероятности распределения вершин зерен (y) на глубину (x) до 15 мкм от наиболее выступающего зерна показала, что наиболее близко (коэффициент корреляции r=0,997) вероятность распределения описывается выражением:

xy 13670,0exp41886,006828,2 , (1)

Сравнение результатов описания распределения вершин зерен по всей глубине

рабочей поверхности инструмента традиционными методами и только наиболее выступающих зерен аналитическим выражением показало, что рассмотренные выше законы распределения существенно занижают количество вершин зерен в верхних слоях рабочей поверхности круга (рис. 1).


14

Рис. 1. Относительная погрешность описания разновысотности наиболее выступающих алмазных зерен

x, мкм

δ

На рисунке представлена относительная погрешность «δ» по глубине рабочего слоя шлифовального инструмента «x». Наименьшее значение погрешности обеспечивает описание вершин зерен нормальным законом распределения (кривая c). Количество зерен занижено по сравнению с фактическим на (20-25)% практически равномерно по всей рассматриваемой глубине. Распределение Рэлея (кривая d), Вейбулла (кривая b) и гамма-распределение (кривая a) дают существенную погрешность в области наиболее выступающих зерен, приближаясь к значениям

погрешности нормального распределения на глубине РПК (10?16) мкм. Это обусловлено тем, что эти законы описывают распределение существенно положительных величин и в нулевой точке аргумента дают нулевое значение функции, а фактически на нулевом уровне расположена вершина наиболее выступающего зерна.

Таким образом, законы, традиционно используемые для описания распределения вершин зерен по глубине рабочего слоя шлифовального инструмента, охватывая все зерна по глубине рабочего слоя, дают значительную погрешность описания распределения вершин зерен, непосредственно принимающих участие в процессе резания. Аппроксимация распределения вершин наиболее выступающих зерен (в пределах глубины резания) дает более корректный результат.

Для описания характера распределения вершин режущих зерен в зоне контакта с обрабатываемым материалом необходимо знать закономерности поведения алмазного зерна, закрепленного в упругом основании, под нагрузкой. Для решения этой задачи обычно применяют численные методы в частности, метод конечных элементов.

Сила варьировалась в пределах усилий, действующие на алмазное зерно на операциях тонкого шлифования и предварительного полирования природного камня. Расчеты показали, что величина перемещения алмазного зерна в эластичной связке линейно увеличивается с ростом нагрузки и уменьшается по гиперболической зависимости с увеличением модуля упругости связки. Глубина относительной заделки зерна оказывает на его перемещение незначительное влияние

Для расчета шероховатости обработанной поверхности или производительности обработки более удобно оперировать понятием обобщенной податливости связки Ω, определив его как отношение величины погружения зерна в связку Y к нормальной силе P.

Шлифование инструментом на эластичных связках осуществляется по упругой схеме, т.е задавая требуемое усилие прижима шлифовального круга к заготовке. В частности, на операциях тонкого шлифования мрамора необходимо обеспечить давление прижима в пределах p=(0,05?0,07) MПa [4]. При установившемся равновесном состоянии это усилие распределяется по алмазным зернам


15

пропорционально величине их упругого погружения в связку, а, следовательно, пропорционально величине их выступания над уровнем связки.

Поэтому процесс внедрения алмазных зерен в обрабатываемый материал схематизируем следующим образом: на первом этапе полагаем, что алмазное зерно погружается в связку, но не внедряется в обрабатываемый материал. Заглубление зерен в обрабатываемый материал происходит после того, как давление в зоне контакта достигнет заданного значения.

Графически данные условия проиллюстрированы на рис. 2. Литерой a показано исходное положение алмазных зерен, b - перемещение зерна в связке, c - внедрение зерна в обрабатываемый материал.

Методика расчета величины контактных усилий заключается в следующем. Поверхностный слой шлифовального круга делим на интервалы, приняв допущение, что все расположенные в пределах данного интервала вершины зерен имеют одинаковую высоту, равную верхней границе интервала. Приведенные выше результаты аппроксимации вероятности распределения вершин наиболее выступающих зерен показали, что зерна в поверхностном слое алмазного круга распределены по закону, близкому к экспоненциальному, формула (1). Поэтому

по мере сближения поверхности инструмента и заготовки все большее их число будет участвовать в контакте. При этом происходит непрерывное перераспределение нормальной силы резания между отдельными зернами и, как следствие, изменение удельных усилий в зоне контакта. Для инструментов с различными упругими характеристиками связки количество контактирующих зерен будет разное, соответственно будут изменяться силовые параметры в зоне контакта. Определение удельного количества алмазных зерен на рабочей поверхности шлифовального инструмента на эластичной связке приведено в [5].

При сближении поверхности инструмента и детали усилие на контактирующих зернах описывается выражением:

1igF , (2)

где g - величина сближения шлифовального инструмента и обрабатываемой

поверхности, выраженная в интервалах условного деления поверхностного слоя круга: g - количество интервалов, - ширина интервала, mm.

Ω- обобщенная податливость связки, m?/N. i – номер интервала, в котором расположены данные зерна (расчет от интервала,

в котором расположены наиболее выступающие зерна). При склерометрических исследованиях различных хрупких неметаллических

материалов (оптическое стекло, кристаллы, мрамор) показано, что упруго-пластическая деформация данных материалов наблюдается при усилии на инденторе F(0,15-0,3) N в

c b a

Рис. 2.Схематизация внедрения алмазного зерна в обрабатываемый материал


16

зависимости от характеристик материала. При данных условиях глубина царапины прямо пропорционально зависит от усилия на инденторе и уменьшается с увеличением микротвердости обрабатываемого материала.

Тогда величина заглубления алмазного зерна, расположенного в i -м интервале, в обрабатываемый материал будет равна:

1igchiy , (3)

где c - коэффициент, получаемый эмпирическим путем; зависит от физико-

механических свойств обрабатываемого материала и характеристики алмазного зерна. Изменение положения вершины абразивного зерна, лежащего в i -м интервале

относительно ненагруженного состояния будет:

cighi 11 , (4)

В результате происходит перераспределение расположения вершин алмазных

зерен по высоте в зоне контакта с обрабатываемым материалом. Расчеты, проведенные с использованием формул (3) и (4) показали, что

величина слоя, в котором расположены вершины алмазных зерен, изменивших свое положение в зоне контакта с обрабатываемым материалом, зависит, главным образом, от податливости связки.

Графическая иллюстрация распределения по высоте вершин алмазных зерен для шлифовального круга зернистостью F80 при шлифовании изделий из мрамора для

различных способов описания распределения активных зерен представлены на рис. 3.

На графике сплошной линией показана деформация плотности распределения, описанной аппроксимацией разновысотности активных зерен круга, пунктирной – распределение всех выступающих зерен законом Гаусса, штрихпунктирной – законом Вейбулла Точечной линией показаны начальные значения плотности распределения при описании соответствующими законами распределения вершин зерен в статике.

Анализ полученных зависимостей показывает, что метод описания распределения вершин абразивных зерен существенно влияет на значения распределения зерен в зоне контакта с обрабатываемым материалом. При аппроксимации

0 5 10 150

5 10 3

0.01

0.015

x1 x2 x3 x4 x5 x6 x7 x8 x9 x10 x11 x12 h, мкм

f(h)

Рис. 3. Плотность распределения вершин зерен в зоне контакта с обрабатываемым материалом


17

распределения вершин активных зерен аналитической зависимостью разновысотность вершин зерен в зоне контакта составляет 1 мкм, при описании распределения вершин зерен законом Гаусса – 1,13 мкм, а при описании законом Вейбулла – 1,44 мкм. Это обусловлено занижением значений плотности распределения вершин зерен при описании всей совокупности зерен методами математической статистики. Соответственно, при расчете параметров шероховатости поверхности, получаемой на операциях тонкого шлифования, для получения корректных результатов, целесообразно использовать аналитическое описание распределения вершин только активных зерен.

3. Заключение Таким образом, выполненные исследования позволили установить следующее: 1. При обработке эластичным шлифовальным инструментом существенную роль

на формирование микрорельефа обработанной поверхности оказывает характер распределения вершин активных режущих зерен по высоте рабочего слоя инструмента.

2. Проведенные исследования показали, что описание разновысотности вершин зерен по всей глубине рабочей поверхности алмазных кругов с помощью традиционно используемых для этой цели законов распределения дает существенную, до 1,5 раз, погрешность определения количества наиболее выступающих, активных режущих зерен шлифовального круга.

3. Установлено, что зависимость перемещения вершины алмазного зерна в упругой матрице эластичного шлифовального инструмента под действием сил резания в рассматриваемом диапазоне усилий носит линейный характер, а зависимость величины перемещения от величины упругости связки описывается гиперболической зависимостью.

4. При расчете параметров шероховатости поверхности, получаемой на операциях тонкого шлифования эластичным инструментом, для получения корректных результатов, целесообразно использовать аналитическое описание распределения вершин только активных зерен.

Список литературы 1. Щеголев В.А. Уланова М.Е. Эластичные абразивные и алмазные

инструменты,: Машиностроение, Ленинград, 1977. – 180 с. 2. Новоселов Ю.К. Динамика формообразования поверхностей при абразивной

обработке: Севастополь, 2012. – 304 с. ISBN 978–617–612–051-3. 3. Кобзарь А.И. Прикладная математическая статистика, ФИЗМАТЛИТ, Москва,

2006. – 816 c. – ISBN 5-9221-0707-0. 4. Танович Л.М. Попович Л Д. Специфика процесса резания мрамора PERLATO

// Вісник Національного технічного університету України «Київський політехнічний інститут» : Серія Машинобудування, 2010. - № 59. - С. 69-71.

5. Байков А.В., Михайлов А.Н., Феник Л.Н., Билищук К.А. Параметры рабочей поверхности эластичного шлифовального инструмента с ориентированным расположением режущих зерен // Прогресивні технології і системи машинобудування: Міжнародний сб. наукових праць. – Донецьк: ДонНТУ, 2011. Вип. 41. – 373 с. ISSN 2073-3216.

Поступила в редколлегию 04.05.2015г.


© Баласанян Б.С., Баласанян А.Б., Гаспарян П.Ю.; 2015 г. 18

УДК 519.242.812 Б.С. Баласанян, д-р техн. наук., проф., А.Б. Баласанян, канд. техн. наук, доц.,

П.Ю. Гаспарян, канд. техн. наук, доц. Фонд «Армянский Национальный политехнический университет»

Степанакертский филиал Армянского национального аграрного университета Тел./факс: 01052-46-29: Е-mail: [email protected]

МЕТОДИКА РАЗВИТИЯ ПРАКТИЧЕСКИХ НАВЫКОВ СТУДЕНТОВ ДЛЯ

ПРОВЕДЕНИЯ НАУЧНЫХ ЭКСПЕРИМЕНТОВ

Разработана методика создания и программа «черного ящика» в виде виртуального объекта исследований различных технологических процессов близких к реальным условиям, которая позволяет за одно занятие организовать виртуальный эксперимент, получить и обработать его данные.

Ключевые слова: LabView, виртуальный «черный ящик», планирование, эксперимент, исследование.

B.S. Balasanyan, A.B. Balasanyan, P.Ju. Gasparyan

METHOD DEVELOPMENT PRACTICAL SKILLS OF STUDENTS TO CONDUCT SCIENTIFIC EXPERIMENTS A method of creating and software "black box" in the form of a virtual object of studies of different processes are close to reality, which allows for one session to organize a virtual experiment to obtain and process data. Key words: LabView, virtual "black box", planning, experiment, research.

1. Введение Одним из основных трудностей как для студентов, так и аспирантов и молодых

исследователей, при изучении теории планирования и проведения научных экспериментов, является невозможность в течение одного занятия организовать физический эксперимент по заданному плану исследований и получить экспериментальные результаты, что снижает эффективность усвоения изучаемых материалов. Это связано с тем, что традиционные методы исследований – так называемые «пассивные эксперименты» требуют больших затрат времени, сил и средств, т.к. основаны на поочередном варьировании отдельных независимых переменных факторов в условиях, когда остальные стремятся сохранить неизменными [1,2]. Применение методов планирования экспериментов позволяет достаточно много раз сократить число опытов, однако и в этом случае в связи с ограниченностью по времени, в пределах одного занятия не оказывается возможным получение экспериментальных данных на основе проведения физического эксперимента [1,2]. Поэтому результаты экспериментальных данных, как правило, выдаются преподавателем, вследствие которого у студентов возникает большое число вопросов в силу не понимания того, как эти данные получены и откуда они взялись. И вообще что означает проведение экспериментальных исследований? Такой подход не позволяет достаточно полно изучить общие методы проведения эксперимента и не обеспечивает возможности развития у студентов творческого и научного мышления.

В этой связи была поставлена задача – разработать виртуально средство в виде виртуально исследуемого объекта, исследуемые параметры которого зависят от его переменных входных параметров согласно известным закономерностям некоторого технологического процесса. Наличие такого прибора, обычно называемого «черным



19

ящиком», позволит во время проведения всего одного занятия провести виртуальные экспериментальные исследования некоторого технологического процесса и полчить результаты экспериментов для дальнейшей их математической обработки.

2. Методика разработки виртуального «черного ящика». Широко известно, что любой экспериментально исследуемый объект или

технологический процесс можно рассматривать в виде «черного ящика», для которого х1, х2, х3, …, хk — входные измеряемые и регулируемые параметры; W1, W2, W3, …, Wl — неконтролируемые, случайным образом изменяющиеся параметры («шум» объекта); Y1, Y2, Y3, …, Ym — выходные параметры [2,3]. Параметры х1, х2, х3, …, хk являются основными, поскольку они определяет условия эксперимента. Неконтролируемые параметры W1, W2, W3, …, Wl случайным образом оказывают влияние как на входные, так и выходные параметры. Очевидно, что для приближения к реальным условиям проведения экспериментальных исследований виртуальный «черный ящик» должен содержать внутри неизвестную для студента модель этого объекта, а его входные и выходные параметры должны иметь возможность случайным образом меняться в определенных пределах, заданных преподавателем или самим студентом. Для их задания можно воспользоваться формулами:

)01,01( iiir Rxx , )01,01( jjjr RYY , где irx - случайная величина i-го входного параметра, ix - i-ый входной параметр, jrY - случайная величина j-го выходного параметра, jY - j-ый выходной параметр, iR и jR - соответственно величины случайных изменений параметров ix и jY , выраженные в %. В качестве неизвестного для студента экспериментального объекта в виртуальный «черный ящик» можно ввести ту, или иную математическую модель как в натуральных, так и в кодовых значениях входных параметров, полученную на основе результатов ранее проведенных известных экспериментальных исследований, например: известные характеристики электродвигателей переменного или постоянного тока, известные характеристики процесса резания лезвийным инструментом в зависимости от режимов резания и др.

3. Разработка виртуального «черного ящика». Как известно [4,5] National Instruments LabVIEW представляет собой

высокоэффективную среду графического программирования, в которой можно создавать гибкие и масштабируемые приложения измерений, управления и тестирования с минимальными временными и денежными затратами, которая широко используется в промышленности, образовании и научно-исследовательских лабораториях в качестве стандартного инструмента для сбора данных и управления приборами. LabVIEW - мощная и гибкая программная среда, применяемая для проведения измерений и анализа полученных данных. LabVIEW - многоплатформенная среда. С помощью графического языка программирования LabVIEW, именуемого G (Джей), можно программировать свою задачу и решать задачи различного типа, затрачивая значительно меньше времени и усилий по сравнению с написанием традиционного программного кода. Именно поэтому виртуальный «черный ящик» разработан в программной среде LabView, блок диаграмма и лицевая панель которого представлены на на рис.1 а,б, что позволяет преподавателям и студентам, не владеющими фундаментальными основами программирования, используя готовые


20

функциональные блоки программной среды LabView за достаточно короткое время могут создать сложные работающие программы и виртуальные приборы.

а)

б) Рис.1. Виртуальный «черный ящик»: а) блок диаграмма, б) лицевая панель

Виртуальный «черный ящик» разработан с возможностью варьирования десятью

входными параметрами хi в натуральных значениях, которые вводятся в окна массива xi (рис. 1). Число входных параметров достаточно просто можно увеличить или уменьшить. Аналогичные массивы использованы для ввода величин iR заданных в %, а также предельных значений интервалов варьирования входных параметров хi~min и хi~max в натуральных значениях. Величина случайных изменений выходного параметра jY выраженная в % вводится в поле контролера jR .

Помимо готовых инструментов в программе использованы две новые

подпрограммы. Первая из них с пиктограммой (рис.2) разработана для генерации


21

случайных входных и выходных параметров irx и jrY согласно формулам (1) и (2). На первый вход этой подпрограммы посредством контролера ix в ее окно вводится величина некоторого параметра, на второй вход посредством контролера Ri вводится величина случайных изменений в % от ix (рис.2 б). В подпрограмме использованы две функции R1 и R2, генерирующих псевдослучайные числа в интервале 0…1 с равномерным законом распределения, разница которых дает псевдослучайные число в интервале -1…1 с тем же законом распределения. На выходе подпрограммы включен индикатор xir в окне которого, с каждым запуском, выдается новое значение величины

irx . Индикаторы 1-4 (рис.2) внесены в подпрограмму для слежения за ходом расчетов величины irx .

а)

б) Рис.2. Генератор случайных входных и выходных параметров irX и jrY : а) блок диаграмма, б) лицевая панель

Вторая подпрограмма с пиктограммой представлена на рис.3 и предназначена для масштабного преобразования входных параметров в кодовые


22

значения, которое производится согласно известной формуле [3,4]: iiii xxxX /)( 0 (здесь i - номер независимого входного фактора, iX - кодированное значение i -го входного параметра, ix - значение i -го входного параметра в натуральных единицах, 0ix - значение основного уровня i -го входного параметра в натуральных единицах, ix - единица масштаба в натуральных единицах). Кнопка переключения Xi & xi в одном положении посредством селектора индикатором хi&Хi выводит случайную величину

irX в кодовом значении, в другом – ее натуральное значение (рис. 3 а).

а) б) Рис.3. Подпрограмма масштабного преобразования входных параметров: а) блок диаграмма, б) лицевая панель

Принцип работы виртуального «черного ящика» довольно простой. В массивы xi~min и xi~max вводятся соответствующие предельные значения входных параметров в натуральных значениях, а в массив Ri – величины их случайных изменений. Согласно плану проведения исследований в массив xi вводятся величины входных параметров для первого эксперимента. Контролером Rj задается величина случайного изменения выходного параметра. В зависимости от необходимого числа повторных экспериментов контролером N задается число итераций работы виртуального «черного ящика».

После запуска программы согласно математической модели исследуемого объекта, заданного посредством формульного узла, который в приведенном случае имеет 10 входов Х1, Х2, Х3, …, Х10 и один выход Yj (рис.1 а), N раза производится расчет величин выходного параметра, значения которых соединяются в массив Yj (рис.1). Полученные данные студент переносит в таблицу результатов исследований и снова повторяет эти действия для остальных точек плана экспериментов, которые вводятся в соответствующие контролеры программы [5], которая позаоляет произвести математическую обработку результатов экспериментальных исследований, определить коэффициенты уравнения регрессии, их значимость, записать полученную математическую модель, проверить ее адекватность по заданному преподавателем критерию. В конце, математическая модель исследуемого технологического процесса сравнивается заданной моделью «черного ящика». Апробация виртуального «черного ящика» в процессе преподавания для аспирантов ГИУА дисциплины «Планирование научного эксперимента и оптимизация» показала ее высокую эффективность как во время лекционных, так и практических занятиях. При этом повышается активность студентов и улучшается контакт преподавателя с аудиторией, что способствует как лучшему усвоению преподносимого материала, так и развитию творческого и научного мышления студентов. Между тем, применение виртуального «черного ящика» в виде, приведенном на рис.1, имеет и недостаток, который заключается в том, что студенты снова трудно понимали, что


23

представляют собой входные и выходные величины, в какой последовательности и в какие поля массива xi нужно их вводить, почему после запуска программы на выходе получаются сразу несколько значений выходной величины и др.

Для устранения этого недостатка для различных специальностей разработаны несколько виртуальных «черных ящика» в виде близких к реальным условиям виртуальных объектов исследований, один из которых для машиностроительных специальностей приведен на рис.4.

а)

б) в)

Рис.4. Виртуальный «черный ящик» в виде объекта исследований процесса резания металлов лезвийным инструментом: а) блок диаграмма, б) лицевая панель управления, в) лицевая панель измерения

В приведенном объекте исследований процесса резания металлов лезвийным инструментом входными величинами являются: V – скорость резания в м/мин, S – подача в мм/об, t – глубина резания в мм, выходными: составляющие силы резания Pz и Py в Н, шероховатость обработанной поверхности Ra в мкм, h интенсивность износа резца в мм/мин и стойкость резца T в мин, математические модели которых введены в


24

формульный узел (рис.4.а). Скорость резания согласно плану экспериментов устанавливается вращением ручки, а подача и глубина перемещением движков соответствующих контролеров. Результаты измерений снимаются по показаниям стрелочных, цифровых и других визуально читаемых индикационных приборов.

Видно (рис. 4 а), что массивы входных и выходных величин заменены отдельными контролерами и индикаторами в виде знакомых для студентов цифровых и стрелочных приборов управления и индикации, на которых написаны понятные для студента (рис. 4 б,г). Лицевая панель управления отделена от лицевой панели измерительных приборов, что сразу позволяет студентам усвоить отличие входных величин от выходных. Следующим отличием от прибора, приведенного на рис.1, является отсутствие цикла для повторных измерений в отдельной точке плана эксперимента. Это обусловлено тем, что в реальных условиях одним экспериментом невозможно сразу получить несколько значений одной и той же выходной величины. Поэтому, для повторения опыта в определенной точке плана исследований студент должен запускать работу исследуемого объект N-ое раз без изменения величин входных параметров, что позволит приблизить виртуальные эксперименты к реальным условиям их проведения. 4. Выводы. Разработана методика создания и программа «черного ящика» в виде виртуального объекта исследований различных технологических процессов близких к реальным условиям, которое позволяет за одно занятие организовать виртуальный эксперимент, получить и обработать его данные. Его применение в учебном процессе позволит повысить активность студентов, улучшить контакт преподавателя с аудиторией, что будет способствовать как лучшему усвоению изучаемого материала, так и развитию творческого и научного мышления студентов.

Список литературы: 1. Тревис Дж. LabVIEW для всех / Джеффр и Тревис: Пер. С англ. Клушин Н.А. –

М.: ДМК Пресс; ПриборКомплект, 2005. – 544 с. ISBN 5-94074-257-2 2. Хикс Ч. Основные принципы планирования эксперимента / Хикс Ч. – М.: 2013. –

203 с. ISBN 978-5-458-60207-5 3. Сидняев Н.И. Введение в теорию планирования экспериментов: учеб. пособие /

Н.И.Сидняев, Н.Т. Вилисова. – М.: Изд-во МГТУ им Н.Э. Баумана, 2011.-463 с. ISBN 978-5-7038-3365-0

4. Пейч Д.И., Точилин Д.А., Поллак Б.П. LabVIEW для новичков и специалистов / – М.: ДМК Пресс; ПриборКомплект, 2004. – 384 с. ISBN 5-93517-152-Х

5. Баласанян Б.С., Баласанян А.Б., Акопян Х.Н, Гулоян К.Х. Виртуальный прибор в среде LabVIEW для исследования трех факторных экстремальных технологических процессов // Сборник трудов МНТК «Технологии и техника автоматизации – 2014», 9-15 июля 2012г. Ереван: 2012., ГИУА (Политехник), Чартарагет, 2012. С.248-54. ISBN 978-9939-55-781-6.



© Бахадиров Г.А., Абдукаримов А., Цой Г.Н., Набиев А.М.,; 2015 г. 25

УДК 675.055 Г.А. Бахадиров, д-р. техн. наук, А. Абдукаримов, канд. техн. наук,

Г.Н. Цой, канд. техн. наук, А.М. Набиев, мл. научн. сотр. Научно-исследовательский центр по проблемам отраслевого машиноведения при

Ташкентском государственном техническом университете, Узбекистан, тел:(+998971) 262-73-55, факс: (+998971) 262-71-52, E-mail: [email protected]

ВЛИЯНИЕ ТОЛЩИНЫ КОЖЕВЕННОГО ПОЛУФАБРИКАТА

НА ПРОЦЕСС ОТЖИМА ВЛАГИ И ПАРАМЕТРЫ ОБОРУДОВАНИЯ Экспериментально исследуется влияние толщины кожевенного полуфабриката на процесс от-

жима влаги и параметры оборудования. Приведены результаты экспериментальных исследований, про-веденных методом планирования эксперимента по определению влияния толщины кожевенного полу-фабриката в зависимости от параметров усилия прижима, скорости пропуска и толщины кожевенного полуфабриката при обработке последнего вперегиб на проницаемой опорной плите при вертикальной подаче позволяют выбрать рациональные параметры машины на стадии проектирования.

Ключевые слова: кожевенный полуфабрикат, отжим, влага, толщина, скорость пропуска, уси-лия прижима.

G.A. Bahadirov, A. Abdukarimov, G.N. Tsoi, A.M. Nabyev

SEMI FINISHED LEATHER'S THICKNESS INFLUENCE ON OPTIMIZATION PROCESS

OF MOISTURE REMOVAL AND EQUIPMENT PARAMETERS Experimentally investigated the influence of the thickness of the semi-finished leather in the process of extraction of moisture and the associated equipment. The results of experimental studies conducted by the planning of the experiment to determine the effect of the thickness of the semi-finished leather, depending on the parameters of clamping force, speed passes and the thickness of semi-finished leather in the processing of the latter hang on a permeable base plate for vertical feed allows to choose rational parameters of the machine in the design stage. Key words: semi-finished leather, spinning, moisture, thickness, drop rate, clamping force.

1. Введение При создании кожевенных машин и механизмов необходимо учитывать особен-

ности кожевенного полуфабриката. Кожный покров животного имеет сложную струк-туру, его физика - геометрические параметры существенно влияют на технологию об-работки кожевенного полуфабриката [1, 2].

Гистологическими исследованиями установлено, что шкуры крупного рогатого скота по топографии разделяются на пять классов отличающихся один от другого тол-щиной, плотностью укладки, углом переплетения, и петлистостью пучков волокон. Для участков первого класса характерна сложно переплетающаяся сеть толстых волокон, которые плотно прилегают друг к другу и имеют различное направление. Участки пя-того класса состоят из тонких пучков коллагеновых волокон, которые лежат рыхло и переплетаются лишь в горизонтальном направлении. Между первым и пятым классами имеются три промежуточных. Участки разных классов строения незаметно переходят один в другой [3].

С увеличением толщины сетчатого слоя изменяется его структура. Поперечный диаметр коллагеновых пучков - около 200 мкм, эти пучки состоят из 30-300 элементар-ных волокон с поперечным сечением 5 мкм. Для подавляющего большинства живот-ных характер переплетений пучков волокон, т.е. их угол наклона и плотность перепле-тения, меняется в зависимости от топографии. Участки шкуры, покрывающие крестец коровы, имеют мощные пучки волокон, плотно переплетающиеся под высоким углом к



26

поверхности шкуры (60-70о). Периферийные участки её шкуры состоят из рыхло уло-женных, довольно тонких пучков волокон, переплетающихся под небольшим углом (5-20о) [3].

Известно, что кожный покров животного имеет неравномерную толщину как по направлениям, параллельным к хребту, так и по направлениям, перпендикулярным к нему. Толщина кожного покрова является важным показателем для производств, ис-пользующих кожу. Она измеряется в миллиметрах и колеблется в зависимости от вида животного от 0,3-0,4 до 6-8 мм, а иногда до 12 мм. Неравномерность толщины кожного покрова изменяется от 30 до 70%. Большей деформации подвергаются участки коже-венного полуфабриката, имеющие наибольшую толщину - около линии полы – подвер-гаются меньшей деформации [2, 3, 4].

Толщина шкур и кож существенно изменяется в зависимости от расположения топографического участка. Эти изменения, т.е. неравномерности толщины, увеличива-ются при расправке кожи на плоскость в процессе обработки.

Изначально, толщина шкуры, определяет вид кожи, для ее выделки. Толщина шкуры определяет расход сырья на 100 м2 площади готовой кожи, что очень важно учитывая высокий удельный вес сырья в себестоимости готовой продукции. От толщи-ны шкуры в значительной мере зависит предел прочности ее при растяжении. Если сы-рье очень толстое, приходится толщину его уменьшать, а это связано с ослаблением прочности шкуры. Большое значение имеет равномерность толщины по всем топогра-фическим участкам шкуры: чем равномернее толщина, тем выгоднее и удобнее рас-краивать кожу. Однако шкуры далеко не равномерны по толщине. Например, наиболее равномерная по толщине шкура вола имеет среднюю толщину 2,95 мм, а колебание толщины по площади – от 1,9 до 3,58 мм [5].

Известно [6], что толщина кожи, зависит от возраста животного. Например, кожа молодых животных отличается достаточной плотностью и равномерностью по толщи-не. С возрастом происходит изменение толщины и плотности кожи: на спине и голове она утолщается, а на спине, кроме того, становится более плотной. На боках и шейной части кожа имеет меньшую толщину и плотность, чем на спине. Самая тонкая кожа – на нижней части живота и пахах. Также, толщина кожи зависит от половых признаков, что заметно даже уже у новорожденных телят. У телочек кожа имеет одинаковую толщину на шее и спине. У бычков кожа на шее заметно толще, чем на спине. По мере роста дифференцирование кожи по толщине у бычков проявляются быстрее и резче, чем у телочек. На шее она значительно утолщается по сравнению со спинной частью и грубеет вследствие разрас-тания эпидермиса и подкожной клетчатки. При этом у некастрированных бычков обра-зуются на шее утолщения и грубые складки, вызывающие порок шкуры – боруши-стость. У кастрированных в молодом возрасте бычков толщина кожи на спине и шее выравнивается, что делает ее более ценной для кожевенного производства.

2. Основные содержание и результаты работы В данной работе рассматривается процесс отжима влаги из разных кожевенных

полуфабрикатов, а именно легкого развеса толщиной 0,004 м, среднего развеса 0,007 м и тяжелого развеса 0,01 м на стенде отжимной машины с вертикальной подачей.

Методика проведения эксперимента аналогична методике [7]. Выбор образцов осуществлялся для трех разных развесов кожевенных полуфаб-

рикатов. При экспериментальном исследовании использован метод планирования экспе-


27

риментов, а именно, метод D-оптимального планирования второго порядка с использо-ванием матрицы плана К.Коно для трех факторов: x1 – интенсивность прижима Р, изме-няется от 32 до 96 кН/м; x2 – скорость пропуска V, от 0.17 до 0.34 м/с; x3 –толщина ко-жевенного полуфабриката t от 0,004 до 0,01 м .

Кодирование факторов осуществляли по формуле 0tccx ioi

i

, где xi – кодиро-

вание значения фактора; ci, cio – натуральное значение фактора на текущем и нулевом уровнях; t0 – натуральное значение интервала варьирования фактора.

Таблица 1. Уровни и интервалы варьирования факторов эксперимента

Натуральное значение факторов Показатель

Кодированное значение факто-ров xi, кН/м x2, м/с x3,, м

Верхний уровень + 96 0.340 0,01 Основной уровень 0 64 0.255 0,007 Нижний уровень - 32 0.170 0,004 Интервал варьирования 32 0.085 0,003

Функции цели аппроксимированы полиномом

K

i

K

ji

K

iiiijiijii xbxxbxbby

1 1, 1

20 ,

где y – количество удаленной влаги в кодированном виде; b0, bi, bij, bii – коэффициенты регрессии. После реализации рабочей матрицы получены средние арифметические зна-чения (табл.2). Однородность дисперсии проведена с помощью критерия Кохрена при доверительной вероятности α=0.95.

TNi

p GS

SG

1

2

2max ;

1

1

2

2

n

yyS

nnn

ош ; 210.01902.051.26

04.5 TP GG .

Определим коэффициенты регрессии b0, bi, bij, bii по таблице из [6]: b0=20.43;

b1=2.23; b2= -2.29; b3= -2,09; b11= -0.44; b22= -0,015; b33=0.31; b12= -0.50; b13= -0.47; b23= -0.26.

Уравнение регрессии в кодированном виде:

.26.047.050.009.2

29.223.231.0015.044,043.20

3231213

2123

22

21

xxxxxxx

xxxxxy

Гипотезу об адекватности полученных уравнений проверили с помощью крите-


28

рия Фишера при доверительной вероятности α=0.95 [7],

Tад

P FyS

SF 2

2,

2адS – остаточная дисперсия, или дисперсия адекватности; yS 2 – дисперсия воспро-

изводимости. Из табл. 1, 2 определили 2адS :

212

1

2

2

kkN

uyuyn

адS

N

;

1

1 1

22

nN

N nuyuy

yS ; 51.126.190.1

PF .

90.111

88.20102122.542

адS ; 26.1

6323.79

142123.792

yS ;

90.1TF ; 51.11 f ; 632 f .

где, N – общее число опытов; K – число факторов; n – число повторений в опыте; uy

– результат отдельного наблюдения; uy – средние арифметические значения результа-

та опыта; uy – расчетные значения критерия по уравнению регрессии (для 90.12 адS ;

26.12 yS ; 90.1TF ; 111 f ; 632 f ; 90.151.1 TFPF . Таблица 2. Матрица планирования эксперимента

Результаты измерений №

P, 1x

V 2x

t 3x

1y 2y 3y 4y uy Py y 2yy

2

1 n

uu yy 2ошS

1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 1 0 0 0 19.6 23.0 19.8 20.8 20.8 20.43 0.37 0.14 7.28 2.43 2 + + + 19.3 18.5 18.1 17.3 18.3 18.34 0.04 0.0026 2.08 0.69 3 + - + 22.9 24.2 23.1 23.4 23.4 23.89 0.49 0.24 0.98 0.33 4 - - + 18.7 21.2 19.2 19.7 19.7 19.37 0.33 0.11 3.50 1.17 5 - + + 14.2 14.3 17.1 15.2 15.2 15.27 0.07 0.01 5.42 1.81 6 + + - 25.0 22.4 23.1 23.5 23.5 22.96 0.54 0.29 3.62 1.21 7 + - - 29.6 29.5 27.3 28.8 28.8 28.5 0.3 0.09 3.38 1.12 8 - 0 - 21.8 21.4 20.8 22.4 21.6 22.1 0.5 0.25 1.36 0.45 9 - + - 18.3 18.6 22.0 19.3 19.5 19.04 0.41 0.17 4.54 1.51

10 + 0 + 20.3 19.5 21.1 20.3 20.3 20.86 0.56 0.31 1.28 0.43 11 0 - + 22.7 22.0 20.1 21.6 21.6 21.35 0.25 0.06 3.62 1.21


29

Продолжение таблица 2. 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 12 - 0 + 15.0 17.8 17.6 16.8 16.8 17.34 0.54 0.29 4.88 1.69 13 + - 0 26.6 26.1 27.0 26.5 26.5 25.9 0.6 0.36 0.42 0.14 14 - - 0 22.0 17.1 21.1 20.1 20.8 20.45 0.35 0.12 15.12 5.04 15 - + 0 16.7 17.1 15.1 16.9 16.5 16.85 0.35 0.12 2.52 0.84 16 + + 0 19.6 18.2 19.0 18.6 18.9 20.3 1.4 1.96 0.92 0.31 17 0 + + 13.6 17.0 16.5 15.7 15.7 16.09 0.39 0.15 6.74 2.24 18 + 0 - 26.0 26.6 25.3 25.9 26.0 25.66 0.34 0.12 0.86 0.28 19 0 - - 23.8 24.0 25.7 24.5 24.5 24.85 0.35 0.12 2.18 0.73 20 - - - 21.7 22.8 23.2 25.5 22.9 23.3 0.4 0.16 8.11 2.70 21 0 + - 20.4 21.0 19.8 20.4 20.4 20.79 0.39 0.15 0.72 0.24 5.22 79.53 26.51

Итак, уравнение регрессии можно считать пригодным с 95 %-ной доверительной вероятностью, которое в именованном виде после раскодировки имеет вид:

.63.101900.4918.092.35898.6095.01044.3408.210564.20 23224

VtPtPVtVPtVPW

Таким образом, получено уравнение регрессии зависимости количества удален-

ной влаги от параметров усилия прижима, скорости пропуска и толщины кожевенного полуфабриката вперегиб на проницаемой опорной плите при вертикальной подаче.

С помощью уравнения регрессии получены графики зависимости количества удаленной влаги ΔW от усилия прижима P, скорости пропуска V, толщины кожевенно-го полуфабриката t (рис. 1).

Как показывают результаты исследований, с увеличением толщины кожевенных полуфабрикатов уменьшается количество удаляемой жидкости при отжиме с верти-кальной подачей на пористой металлокерамической опорной плите при одинаковых усилиях прижима и скорости пропуска.

При этом во всех случаях с увеличением скорости пропуска количество удаляе-мой жидкости уменьшается, также с увеличением усилия прижима количество удаляе-мой жидкости в зависимости от толщины кожевенного полуфабриката увеличивается по-разному.

Анализ характера изменений кривых рис.1. (a, б, в), показывает, что толщина и содержание жидкости выбранных полос по использованной схеме [7, 8] на различных участках кожи по топографическим участкам разнообразные, так, как они имеют неод-нородную структуру (переплетение коллагеновых пучков и строение пор).

Использованные в эксперименте кожевенные полуфабрикаты толщиной 0,004 м содержат больше влаги, так как имеют крупные поры влагонамокания и поэтому из них легче удаляется влага, что и показано на рис.1. (a), а в кожевенных полуфабрикатах толщиной 0,007 м и 0,01 м содержание влаги меньше рис.1. (б, в).


30

0

5

10

15

20

25

0,15 0,2 0,25 0,3 0,35

V (м/c)

ΔW (%

) t=0,004

t=0,007

t=0,01

a ) при P=32 кН/м

0

5

10

15

20

25

30

0,15 0,2 0,25 0,3 0,35

V (м/с)

ΔW

(%) t=0,004

t=0,007

t=0,01

б ) при P=64 кН/м

0

5

10

15

20

25

30

35

0,15 0,2 0,25 0,3 0,35

V (м/с)

ΔW (%

) t=0,004

t=0,007

t=0,01

в ) при P=64 кН/м Рис. 1. Графики зависимости количества удаленной влаги ΔW от скорости пропуска V кожевенного полуфабриката между отжимными валами при интенсивности усилия прижима: P=32 кН (а), P=64 кН (б), P=96 кН (в);при толщинах кожевенного полуфаб-риката t=0,004м, t =0,007 м, t =0,01 м.

Количество удаленной жидкости W, у кожевенных полуфабрикатов толщиной


31

0,007 м и 0,01 м меньше отличается, чем у кожевенных полуфабрикатов толщиной 0,004 м. Это связано с тем, что содержание крупных пор у этих кожевенных полуфаб-рикатов отличаются незначительно, а толщины коллагеновых пучков и их переплете-ние также отличаются незначительно друг от друга.

3. Заключение Полученное уравнение регрессии и графики зависимости количества удаленной

влаги от параметров усилия прижима, скорости пропуска и толщины кожевенного по-луфабриката при обработке последнего вперегиб на проницаемой опорной плите при вертикальной подаче позволяют выбрать рациональные параметры машины на стадии проектирования.

Список литературы: 1. Бурмистров А.Г. Машины и аппараты производства кожи и меха – М.: Ко-

лосС, 2006. – 384 с.: ил. 2. Бахадиров Г.А. Механика отжимной валковой пары. - Ташкент: Фан, 2010. –

156 с. 3. Страхов И.П., Шестакова. И.С., Куциди Д.А Химия и технология кожи и меха.

– изд. 3-е перераб. и допол. – М.: Легкая индустрия, 1979. –504 с. 4. Микаэлян И.И Влияние биологических и технологических факторов на свой-

ства кожевенного сырья и качество кож. – М.: Легкая индустрия, 1979. – 168 с. 5. Чернов Н.В., Аронина Ю.Н. и др. Технология кожи и меха. М. Гизлегпром,

1959. С. 30. 6. Шейфер О.Я. Производство кож и овчин высокого качества. М.: Россельхоз-

издат. 1986. С. 35. 7. Набиев А.М., Цой Г.Н., Аманов Т.Ю., Бахадиров Г.А.. Экспериментальное ис-

следование отжима влаги из кожевенного полуфабриката с вертикальной подачей // Проблемы механики.- 2011.- №2. С.59-63.

8 . Тихомиров В.Б. Планирование и анализ эксперимента. М.: Легкая индустрия. 1974. С. 263.



© Беловодский В.Н., Букин С.Л.; 2015 г. 32

УДК 621.1 В.Н. Беловодский, канд. техн. наук, доцент,

С.Л. Букин, канд. техн. наук, доцент. Донецкий национальный технический университет

Phone: +38 (062) 301-07-47, E-mail: [email protected] ВОЗБУЖДЕНИЕ ПОЛИГАРМОНИЧЕСКИХ КОЛЕБАНИЙ В ВИБРОМАШИНЕ С НЕЛИНЕЙНОЙ УПРУГОЙ СВЯЗЬЮ ПОДВИЖНЫХ МАСС НОВОГО ТИПА

Рассматривается двухмассовая вибрационная машина с центробежным виброприводом. В

качестве упругих элементов основной связи с существенно нелинейной характеристикой обосновано применение резино-магнитных элементов. Выполнено компьютерное моделирование динамических процессов, происходящих в рассматриваемой колебательной системе с существенно нелинейными упругими элементами. Установлена возможность формирования выраженных полигармонических вибраций путем ввода вибромашины в супергармонический резонанс второго порядка. Предложена новая трактовка коэффициента асимметрии. Дальнейшим направлением развития работы являются экспериментальные динамические исследования в лабораторных условиях. Ключевые слова: двухмассовая вибромашина, центробежный вибропривод, основная упругая связь подвижных масс, нелинейная характеристика, резино-магнитный элемент, полигармонические колебания

V. Belovodskiy, S. Bukin

EXCITATION POLIHARMONIC OSCILLATIONS IN VIBRATING MACHINE WITH

NONLINEAR ELASTIC CONTACTOF MOBILE MASS NEW TYPE We considered the two-mass vibrating machine with centrifugal vibrodrive. As the main elements of elastic connection with highly nonlinear characteristic justified the use of rubber-magnetic elements. Computer simulation of dynamic processes in the considered vibrational system essentially nonlinear elastic elements is executed. The possibility of formation of polyharmonic vibration expressed by entering the vibrator in superharmonic second-order resonances. The new interpretation of coefficient of asymmetry is offered. The further directions of development of work are experimental dynamic study in the laboratory. Key words: two-mass vibrator, centrifugal vibrodrive, main elastic connection of mobile masses, nonlinear characteristics, rubber-magnetic element, polyharmonic oscillations.

1. Введение Инерционные вибромашины, вынужденные колебания рабочих органов которых

создаются центробежными вибровозбудителями, нашли предпочтительное применение в различных отраслях промышленности, таких как угольная, горнорудная, химическая, причем удельный вес одномассовых вибромашин с далекозарезонансным режимом работы преобладает. Исследованиями, проведенными в конце прошлого века, и опытом эксплуатации многомассовых инерционных вибромашин установлены несомненные преимущества таких машин по сравнению с одномассовыми [1-6]. Особенно значима такая особенность многомассовых вибромашин, как возможность обеспечения высокой степени усиления вынуждающей силы, что, в конечном счете, существенно снижает энергоемкость машины. Однако необходимо обратить внимание и на их существенные недостатки: усложнение конструкции вибромашины и повышенные требования к точности изготовления отдельных деталей и сборочных единиц, приводящие к увеличению ее стоимости.

В последнее время внимание исследователей вибрационных машин привлекает использование полигармонических колебаний, как одного из перспективных направлений интенсификации разнообразных технологических процессов [7-10], например, при обогащении полезных ископаемых. Полигармонический спектр



33

колебаний рабочего органа существенно улучшает условия технологической обработки разнообразных материалов, повышая как качественные, так и количественные показатели назначения вибромашины.

2. Анализ выполненных работ Полигармонические колебания рабочего органа многомассовой инерционной

вибромашины могут быть возбуждены в линейных динамических системах набором дебалансных вибровозбудителей, вращающихся с различной угловой скоростью [11-14], а в нелинейных системах – возбуждением суб- и супергармонических колебаний [15-18]. К одним из первых результатов в этом направлении можно отнести создание супергармонического привода (И.И. Быховский, 1969) , принципиальная идея которого состояла в усилении влияния неравномерности вращения дебалансов на характер колебаний рабочего органа путем внесения определенных конструктивных изменений. Затем последовали работы (Б.И. Крюков, В.Н. Потураев, В.П. Франчук, А.Г. Червоненко, В.К. Пресняков, З.Е Филер), предполагающие нелинейность основных и приводных упругих связей многомассовых вибромашин с эксцентриковым вибровозбудителем. В 80-е годы прошлого века были проведены работы, посвященные целенаправленному использованию в вибротехнике эффектов нелинейных систем, как для формирования полигармонических колебаний, так и для безредукторного преобразования частоты возбуждения (С.Л. Цыфанский, В.И. Бересневич, М.В. Хвингия). Следует отметить, что в те годы преобладал такой способ формирования нелинейности в структуре вибромашины как введение в их упругую систему буферных ограничителей хода. Однако наряду с высокими технологическими показателями работы эти машины имели достаточно сложные конструкции, приводящие к высоким капитальным и эксплуатационным затратам. Именно эти обстоятельства в значительной степени послужили причиной резкого снижения производства резонансных вибромашин в большинстве стран мира. Таким образом, разработка и исследование перспективных вибромашин с полигармоническими колебаниями рабочего органа является актуальной задачей для многих отраслей промышленности. Следует отметить, что привлекательность вибрационных эффектов, возникающих в нелинейных динамических системах, заключается, прежде всего, в возможности использования вибровозбудителя с моногармонической возбуждающей силой для создания полигармонических колебаний рабочего органа.

Настоящая статья является продолжением работ авторов, посвященных исследованиям нелинейных колебательных систем с центробежным виброприводом [15-18].

Ц е л ь р а б о т ы – изучение возможности возбуждения полигармонических колебаний рабочего органа двухмассовой вибромашины с центробежным виброприводом путем применения существенно нелинейной упругой связи подвижных масс нового типа.

3. Основное содержание и результаты работы Для подтверждения возможности возбуждения

полигармонических колебаний в двухмассовой колебательной системе с существенно нелинейной характеристикой основной упругой связи разработана экспериментальная установка, принципиальная схема которой приведена на рис. 1. Вибромашина состоит из платформы 1 вибростенда (несущее тело), пружинной подвески 2, основания 3, вибровозбудителей 4 дебалансного типа, упругих элементов 5 основной связи подвижных масс, рабочей массы 6. Установка создана для исследования динамических


34

параметров колебательной системы и их зависимости от типов и характеристик упругих элементов 5, установленных между подвижными массами 1 и 6.

Прежде, чем приступить к физическому эксперименту, выполним компьютерное моделирование динамических процессов, происходящих в рассматриваемой колебательной системе.

Рис. 1. Принципиальная схема двухмассовой инерционной вибромашины

В работе [15] приведена динамическая модель вибромашины, принципиальная схема которой представлена на рис. 2. Несущее тело 1 характеризуется массой m1, рабочее тело – массой m2, дебалансные вибровозбудители – массами неуравновешенных частей 0,5mо и эксцентриситетами r. Коэффициенты жесткостей и диссипации виброизоляторов и упругой связи подвижных масс обозначены как kо, bо и k, b соответственно, причем . Вибровозбудители приводятся во вращение от асинхронных электродвигателей бесконечной мощности с одинаковой скоростью ω в противоположных направлениях. Синхронизация механическая, принудительная. Используемые допущения – традиционные в теории колебаний.

1

2

3

4

5

6


35

Рис. 2. Расчетная динамическая схема За обобщенные координаты приняты вертикальные перемещения несущего x1 и

рабочего x2. Тогда относительное перемещение рабочего тела равно x = x2 – x1. В этой же работе [15] рассмотрен случай нелинейного представления

характеристики основной упругой связи, исходя из предположения, что коэффициент жесткости имеет полиномиальную характеристику k = k1x + k2x2 + k3x3. Тогда математическая модель динамики колебательной системы в безразмерной форме имеет вид

,cosPkkkk

ddb

ddb

ddb

ddb

dd

,cosPkkkk

ddb

ddb

ddb

ddb

dd

23

232

2221120

2232221

1202

21

313

21211110

2131211

1102

12

где: tωτ 1 ( 1ω — первая собственная частота системы) - безразмерное время;

11 ξΔ=x ; ξΔ=x , -310 мΔ= ; 1η ω ω ; 101 mmm ;

010

1 1

kbm

; 111

1 1

kbm

; 212

1 1

kbm

; 2

313

1 1

kbm

; 20 10b b ; 1 2 121

1 2 1

( )m m kbm m

;

1 2 222

1 2 1

( )m m kbm m

;

21 2 3

231 2 1

( )m m kbm m

; 2

11

010

mkk

; 211

111

mkk

; 211

212

mkk

;


36

211

23

13mkk

; 20 10k k ; 2121

21121

mm)mm(kk

; 2

121

21222

mm)mm(kk

;

2121

2213

23mm

)mm(kk

; 2

1

01 m

rmP

; 12 PP .

Компьютерное моделирование динамического процесса позволило произвести оценку влияния степени нелинейности основной упругой связи подвижных масс на динамические параметры колебательной системы. В качестве исходных данных приняты: m1 = 98 кг, m2 = 45 кг, m0 = 2 кг, r = 0,025?0,25 м, k1 = 0,6∙106 Н/м, k0 = 2,4∙104 Н/м, ? = 8∙10-4 с. Тогда ω1 = 12,8 рад/с.

На рис. 3 представлены АЧХ и ФЧХ рабочего и несущего тела для линейной системы (k13/k11=k12/k11=0). Внимание привлекает межрезонансная область АЧХ и т.н. антирезонансный режим (η ≈ 10), в котором колебания опорного тела практически отсутствуют, в то время как рабочее тело совершает достаточно интенсивные колебания с амплитудой А1 ≈ 7 мм. Этот режим во многом предопределяет уже упомянутые достоинства многомассовых инерционных вибромашин [3-6]. Поэтому рабочую частоту вибровозбудителя выбираем вблизи антирезонанса.

Установлено, что введение нелинейности k13/k11 в упругой характеристике приводит к появлению характерных явлений, — «заваливанию» АЧХ в зоне второго резонанса и появлению зон неоднозначности (рис. 4). С увеличением степени нелинейности восходящая ветвь второго резонанса становится более пологой, что повышает стабильность амплитуды колебаний рабочего тела. Так как упругая характеристика становится существенно нелинейной, то в системе появляется возможность возбуждения комбинационных резонансов.

а) б)

Рис. 3. АЧХ и ФЧХ несущего (а) и рабочего (б) тела линейной системы


37

а) б)

Рис. 4. АЧХ подвижных тел при различных значениях степени нелинейности упругой характеристики: а – несущего тела; б – рабочего тела

В качестве упругих элементов основной связи с существенно нелинейной

характеристикой в вибрационных машинах применяются [1]: упругие ограничители хода (буферы), рессорные элементы с криволинейными опорами в узлах защемления, резино-металлические элементы с боковыми ограничителями и некоторые другие. Современным направлением создания новых типов нелинейных вибромашин является использование резино-магнитных упругих элементов в конструкции основной связи [19]. Перспективность этого направления объясняется следующими обстоятельствами:

- в настоящее время наблюдается резкое снижение стоимости постоянных высокоэнергетических магнитов на основе сплавов типа NdFeB (неодим-железо-бор) магнитов;

- усилие взаимодействия супермагнитов значительно выше сил упругости широко применяемых упругих элементов из эластомеров. Это позволяет уменьшить размеры упругих элементов, а также обеспечить минимальный разброс параметров упругих характеристик при их изготовлении и эксплуатации;

- минимизация потерь энергии при работе упругих магнитных элементов вследствие малого коэффициента диссипации (близкого к нулю);

- высокая стабильность жесткостных параметров в процессе серийного производства;

- практически полное отсутствие процесса «старения». На рис. 5 приведена конструкция и общий вид лабораторного образца резино-

магнитного упругого элемента. Упругий элемент состоит из корпуса 1, соединенного с одним из подвижных тел вибромашины при помощи опор 2, цапфы 3, закрепленной на другом подвижном теле, слоя резины 4, работающего на сдвиг, постоянных магнитов 5 и 6, установленных соответственно в корпусе и арматуре цапфы с зазором δ, который может регулироваться, например, при помощи болта 7.


38

Рис. 5. Конструкция упругого резино-магнитного элемента

Теоретические и экспериментальные исследования резино-магнитных элементов

показали возможность создания элементов с существенно нелинейной характеристикой. Так, например, упругая характеристика (рис. 6) экспериментального образца магнитного упругого элемента имеет выраженный нелинейный характер и, в зависимости от величины первоначального зазора , адекватно описывается кубическими многочленами

- для δ= 2мм 2943,72(1 2,95 4,60 ) ,F x x x Н/мм,

- для δ= 4мм 2887,12(1 0,96 0,42 ) ,F x x x Н/мм, где x – деформация, мм.

Рис. 6. Упругие характеристики резино-магнитных элементов Моделирование динамики двухмассовой вибромашины с упругими элементами,

имеющими такие характеристики, показывает возможность формирования выраженных полигармонических вибраций путем ввода вибромашины в супергармонические резонансы порядков 3:1, 2:1 и субгармонический резонанс порядка 1:3 в межрезонансной зоне. Для иллюстрации на рис. 7 приводятся амплитудно- и фазочастотные характеристики рабочего органа и несущего тела вибромашины, законы ускорений рабочего органа и их коэффициенты асимметрии sA , соответствующие резонансу порядка 2:1, полученные путем численного моделирования.

Pow

er,

N

Deformation, mm

δ =1 mm δ =4 mm


39

В расчетах коэффициент асимметрии определялся как отношение третьего центрального момента к кубу среднеквадратического отклонения, т.е.

3

3 /sA ,

где 33

0

( ( ( ) ) ) /T

x t m dt T , 2 2

0

( ( ( ) ) ) /T

x t m dt T , 0

( ) /T

m x t dt T , T - период

колебаний, ( )x t - закон изменения ускорения. Указанные выражения представляют собой обычную трансляцию известных

соотношений, описывающих асимметрию законов распределения случайных величин [20].

Не оспаривая дискуссионность этого критерия, отметим лишь, что использование распространенных в вибрационной технике подходов к описанию асимметрии в виде отношения пиковых значений вполне оправдано для движений, монотонных между крайними положениями рабочего органа, например, виброударных. Однако такой поход не отражают, на наш взгляд, динамику технологического процесса между крайними положениями рабочего органа при выраженных полигармонических движениях. Таким образом, основным моментом в части использования комбинационных колебаний для формирования полигармонических вибраций в вибромашинах является разработка эффективных конструктивных схем нелинейных упругих связей и разработка методов их расчета. Одним из обнадеживающих вариантов представляется их создание на магнитной основе.

Рис. 7. Амплитудно- (AFC) и фазочастотные (PFC) характеристики несущего (Frame) и рабочего тела (Box) для одного из наборов параметров вибромашины:


40

η=13; P1=2,5; k2/k1=1,0∙103; k3/k1=3,0∙106

4. Выводы. Анализ результатов теоретических и экспериментальных исследований

показывает возможность формирования с помощью резино-магнитных элементов существенно нелинейных несимметричных упругих характеристик, а при их комбинировании - появления реальных перспектив регулирования свойств упругой системы вибромашин в широких пределах.

Моделирование динамики двухмассовой вибромашины с упругими элементами, имеющими такие характеристики, показывает возможность формирования выраженных полигармонических вибраций путем ввода вибромашины в супергармонические резонансы порядков 3:1, 2:1 и субгармонический резонанс порядка 1:3 в межрезонансной зоне.

Направлением дальнейших исследований является проведение динамических экспериментальных исследований в лабораторных условиях.

Литература: 1. Вибрации в технике [Текст]: Справочник. Т.4. Вибрационные процессы и

машины / Под ред. Э.Э. Лавендела // - М.: Машиностроение, 1981.- 509 с. 2. Блехман И.И. Теория вибрационных процессов и устройств. Вибрационная

механика и вибрационная техника [Текст] / И.И. Блехман // — СПб.: ИД «Руда и Металлы», 2013. — 640 с.

3. Вибромашины с антирезонансным режимом работы – новое направление совершенствования техники для переработки полезных ископаемых [Текст] / Н.В. Сухин, С.Л. Букин, А.Н. Корчевский, А.П. Решевский // Сб. трудов межд. научно-техн. конф. «Прогрессивные технологии машиностроения и современность».- Донецк.-1997. - С. 240-241.

4. Букин С.Л. Сравнение динамических свойств одно- и двухмассовых инерционных вибромашин [Текст] / С.Л. Букин // Збагачення корисних копалин: Наук.-техн. зб. – Вип. 2 (43). – 1998.– С. 57-62.

5. Букин С.Л. К определению амплитуд колебаний трехмассового бигармонического виброгрохота [Текст] / С.Л. Букин, Н.Н. Соломичев // Материалы V межд. научно-техн. конф. "Машиностр. и техносфера на рубеже XXI века". - Севастополь.-1998.-С.127-129.

6. Букин С.Л. Обоснование рабочих параметров двумассовой инерционной бигармонической вибромашины [Текст] / С.Л. Букин // Прогресивні технології і системи машинобуд.: Міжн. зб. наукових праць. Вип. 1, 2 (44). - Донецьк: ДонНТУ, 2012. - С.30-35.

7. Букин С.Л. Интенсификация технологических процессов вибромашин путем реализации бигармонических режимов работы [Текст] / С.Л. Букин, С.Г. Маслов, А.П. Лютый, Г.Л. Резниченко // Збагачення корисних копалин: Наук.-техн. зб. – Вип. 36 (77) - 37 (78). – 2009. – С. 81-89.

8. Применение вибрационной техники с бигармоническим режимом колебаний при обогащении углей [Текст] / Е.Е. Гарковенко, Е.И. Назимко, С.Л. Букин и др. // Уголь Украины, май 2011. - С. 41-44.

9. Букин С.Л. Промышленные испытания многовибраторного инерционного виброгрохота сверхтонкого грохочения [Текст] / С.Л. Букин, С.Г. Маслов // Вісті Донецького гірничого інституту. -№1 (34), 2014. – С. 138-146.


41

10. Букин С.Л. Сравнение результатов процесса измельчения в вибрационной мельнице с гармоническим и бигармоническим режимами работы [Текст] / С.Л. Букин, П.В. Сергеев, А.С. Букина // Качество минерального сырья: Сб. науч. тр. – Кривой Рог. - 2014. – С. 149-159.

11. Erlenstadt G. Die DF-Siebmaschine [Text] // Aufbereitungs-Technik.-1972.-V.13. -№7. - S. 432-434.

12. Промышленные испытания грохота с различными колебаниями рабочего органа [Текст] / Засельский В.И., Зайцев Г.Л., Засельский И.В., Литвиненко А.В. // Металлургическая и горнорудная промышленность. №2, 2007. – С. 72, 2007. – С. 74-77.

13. Modrzewski R. Oscillating Motion of a Double-Frequency Screen [Text] / R. Modrzewski. P. Wodziński // Gornictwo I Geoinźenieria. 33, z.4, 2009. - S. 209-219.

14. Букин С.Л. Исследования четырехвибраторной инерционной одномассовой вибромашины в стационарном режиме [Текст] / С.Л. Букин, С.Г. Маслов, Р.А. Шолда // Прогресивні технології і системи машинобудування: Міжн. зб. наукових праць. - Вип. 1 (47). - Донецьк: ДонНТУ, 2014. - С.49-60.

15. Belovodskiy V.N. Nonlinear Antiresonance Vibrating Screen [Text] / V.N. Belovodskiy, S.L. Bukin, M.Y Sukhorukov // Advances in Mechanisms Design: Proceeding of TMM 2012 // Springer. - London, 2012. – pp. 167-173.

16. Superharmonic Resonances in Two-Masses Vibrating Machines [Text] / V.N. Belovodskiy, S.L. Bukin, M.Y. Sukhorukov, A.A. Babakina // “Proceedings of the 11th International Conference on Vibration Problems (ICOVP-2013)”, Lisbon, Portugal, 9-12 September, 2013, AMPTAC.

17. Belovodskiy V.N. Harmonic Balance Method and Combination Resnances in Nonliners Systems with Polynominal Nonlinearities and Periodic Exitation [Text] / V.N. Belovodskiy, S.L. Bukin // Transactions on Electrical Engineering, Vol. 2 (2013), No. 4. –p. 121-125. 18. 2:1 Superharmonic Resonance in Two-Masses Vibrating Machine [Text] / V.N. Belovodskiy, S.L. Bukin, M.Y. Sukhorukov, A.A. Babakina // Journal of Vibration Engineering and Technologies, 2015, Vol. 3(2).-pp. 123-135.

19. Букин С.Л. О возможности использования постоянных магнитов в упругих элементах основной связи подвижных масс многомассовых вибромашин с направленными колебаниями [Текст] / С.Л. Букин, М.В. Чашко // Прогресивні технології і системи машинобудування: Міжн. зб. наукових праць. - Донецьк: ДонНТУ, 2013. Вип. 1, 2 (46). - С.30-36.

20. Вентцель Е.С. Теория вероятностей [Текст] / Е.С. Венцель // - М.: Высшая школа, 1999. - 576 с.



© Витренко А.В.; 2015 г. 42

УДК 621.9 А.В. Витренко, старший преподаватель

Луганский государственный университет имени Владимира Даля Тел./Факс: +38 (062) 413076; E-mail: [email protected]

ОСНОВЫ ТЕХНОЛОГИИ ИЗГОТОВЛЕНИЯ ВИНТОВЫХ ЗУБЧАТЫХ КОЛЕС

В представленной работе получены принципиально новые винтовые зубчатые колеса,

имеющие линейный контакт зубьев при любом передаточном отношении. Для этого предлагается изменить схему формообразования гиперболоидного зубчатого колеса. В этом случае нарезаемое гиперболоидное зубчатое колесо будем вращать и двигать вдоль горизонтальной плоскости таким образом, что передняя поверхность инструментального зубчатого колеса будет двигаться вдоль прямолинейной образующей однополостного гиперболоида. Все это позволит получить принципиально новый профиль нарезаемого зуба, который будет иметь линейный контакт при любом передаточном отношении.

Ключевые слова: гиперболоидное колесо, линейный контакт, схема формообразования, инструмент, станок.

A.V. Vitrenko

FUNDAMENTALS OF HELICAL GEARS PRODUCTION TECHNOLOGY Creation of principally new helical gears having linear teeth contact under any transmission ratio is the aim of the presented paper. To achieve the aim it has been proposed to change the scheme of hyperbola gear formation. In this case hyperbola gear wheel being cut will be rotating and moving along horisontal surface so that the front surface of instrumental gear wheel is moving along rectilinear formative of a single cave hyperbola. All these will allow for obtaining principally new profile of a gear being cut which will have a liner contact under any transmission ratio. Key words: hyperbola gear, linear contact, scheme of shape formation, instrument, machine-tool.

1. Введение Во многих машинах и механизмах требуется передавать движения при помощи

зубчатых колес, смонтированных на скрещивающихся валах[1]. При этом из теоретической механики, машиноведения, технологии машиностроения, станков и инструментов хорошо известно, что зубья в этом случае конструктивно должны проектироваться на однополостных гиперболоидах. Однако вот уже более ста лет нигде в мире на однополостных гиперболоидах не удается сконструировать и изготовить зубья. Из-за кажущейся сложности однополостной гиперболоид делят на несколько частей: первая часть находится в горловине, другие части находятся вдали от нее. Наружная поверхность таких частей заменяется на прямые участки, в результате чего получают цилиндрические и конические заготовки, на которых проектируются цилиндрические и конические зубчатые колеса, которые используют в винтовых и гипоидных зубчатых передачах, с ярко выраженным точечным характером касания. Несущая способность таких передач невысока, поэтому они в основном применяются в кинематических цепях приборов, станков и т.д. Однако исследователи, производственники, другие специалисты в области проектирования зубчатых передач стремятся повысить их несущую способность в несколько раз, за счет получения линейного контакта зубьев вместо точечного. С этой целью в винтовой передаче одно колесо заменяют на рейку, в результате чего получают зубчатореечную передачу с линейным характером касания зубьев. Такая передача применяется в механизмах, где необходимо получить поступательное движение, например, в различных металлорежущих станках, подъемниках. Однако, в большинстве конструкций требуется



43

получить вращательное движение на обоих валах. В этом случае зубчатую рейку заменяют на червяк, в результате получается червячная передача. Такие передачи могут иметь как точечный, так и линейный характер касания зубьев.

Если передаточное число в червячной передаче будет больше 8, то характер касания зубьев будет линейным. Если передаточное число в передаче меньше 8, то характер касания зубьев будет точечным. Из всего сказанного следует, что актуальной проблемой в области конструирования винтовых зубчатых передач является проблема получения зубьев на однополостных гиперболоидах с целью получения линейного контакта.

Нарезать зубья на однополостном гиперболоиде при помощи цилиндрического зубчатого колеса в производственных условиях очень сложно. Для этого необходимо модернизировать станок таким образом, чтобы нарезаемое винтовое (гиперболоидное) зубчатое колесо и инструментальное колесо имели согласованные вращения при помощи гитары деления станка, кроме того, инструментальное зубчатое колесо должно двигаться в горизонтальной плоскости. Для этого необходимо в значительной степени модернизировать зубофрезерный станок или спроектировать зубообрабатывающие станки новой конструкции, что в настоящее время является весьма затруднительным процессом.

2. Основное содержание и результаты работы В представленной работе нарежем зубья на гиперболоиде при помощи

стандартных зубофрезерных станков «Pfauter» и 5Е32, которые в своей конструкции имеют протяжной суппорт. Для этого заготовка устанавливается на инструментальной оправке, закрепленной в инструментальном шпинделе зубофрезерного станка. Шпиндель станка поворачивают на угол, равный углу подъема витка однополостного гиперболоида. На столе станка устанавливается инструментальное зубчатое колесо таким образом, чтобы его передняя поверхность была параллельна прямолинейной образующей однополостного гиперболоида. При помощи гитары деления станка нарезаемое гиперболоидное зубчатое колесо и инструментальное колесо приводятся в согласованное вращение. Инструментальный суппорт имеет одновременно две подачи: осевую и тангенциальную. В результате этих двух подач нарезаемое зубчатое колесо перемещается вдоль горизонтальной плоскости.

Нарезание зубьев винтового зубчатого колеса осуществляют за два прохода. На первом проходе цилиндрическую заготовку устанавливают таким образом, что через ее среднее сечение проходит прямая параллельная передней режущей кромке круглого резца. При этом нарезается наружная поверхность однополостного гиперболоида. Диаметр круглого резца равен диаметру окружности впадин инструментального зубчатого колеса. На втором проходе гиперболоидную заготовку опускают на величину, равную высоте круглого резца, таким образом, что передняя грань цилиндрического инструментального зубчатого колеса совпадает с прямолинейной образующей однополостного гиперболоида.

При помощи перечисленного выше способа изготовления винтовых гиперболоидных зубчатых колес можно получать только прямозубые зубчатые колеса. Но в механизмах очень часто при одних габаритных размерах необходимо менять передаточное отношение. Следовательно, возникает необходимость нарезать зубчатые колеса одного размера с разным углом наклона зуба. Для этого была разработана принципиально новая схема формообразования гиперболоидных зубчатых колес, представленная на рис. 1.


44

Приведенный на рис. 1 способ изготовления гиперболоидных зубчатых колес по кинематике аналогичен известным способам [2,3] способам. Отличие способа заключается в том, что при нарезании зубьев дополнительно настраивают гитару дифференциала зубофрезерного станка[4]. В этом случае получаем возможность изготовить гиперболоидные зубчатые колеса принципиально новой геометрии, у которых линия зуба отклоняется от прямолинейной образующей однополостного гиперболоида. Все это приводит к тому, что появляется возможность значительно уменьшить габаритные размеры нарезаемых гиперболоидных зубчатых колес с одновременным повышением коэффициента перекрытия зубьев в гиперболоидной передаче.

Рис. 1. Схема нарезания косозубых гиперболоидных зубчатых колес

Изготовим 3 винтовых косозубых зубчатых колеса с углом наклона зуба ; ; . Зубчатые колеса с углом наклона зубьев

являются прямозубыми гиперболоидными зубчатыми колесами, т.к. в этих колесах зуб проходит через прямолинейную образующую однополостного гиперболоида, остальные гиперболоидные зубчатые колеса являются косозубыми.

Рассчитаем размеры этих зубчатых колес. На первом этапе определим делительный диаметр таких колес в торцовом сечении:

(1)

Итак, из расчета видно, что изменение угла наклона зуба на 1 ведет к резкому

изменению геометрических размеров нарезаемых зубчатых колес. Найдем наружный диаметр этих колес.

73,83+2 мм; мм; мм.

(2)

Далее необходимо настроить гитару деления зубофрезерного станка. Для этого необходимо определить горизонтальную подачу прямозубого долбяка. Выберем тангенциальную подачу зубофрезерного станка 5Е32, равную 0,15 мм на 1 об. ст. Тогда тангенциальная подача при шестизаходном гиперболоидном колесе равна:


45

Вертикальная подача определяется следующим образом:

; (3)

Тогда горизонтальные подачи прямозубого долбяка равны:

При настройке гитары деления зубофрезерного станка необходимо, в отличие от

стандартной настройки, учитывать поправочный коэффициент, корректирующий этот процесс. Если не учитывать этот коэффициент, то процесс зубонарезания приведет к браку заготовки.

Определим передаточное отношение сменных зубчатых колес делительной гитары при вращении элементов, образующих станочное зубчатое зацепление:

(4)

где 24 – характеристика зубофрезерного станка 5Е32.

Рассчитаем это отношение для изготовления гиперболоидных зубчатых колес с углом наклона зубьев ; ; .


46

Теперь по таблицам для подбора сменных колес подберем сменные колеса гитары деления для передаточных отношений . Далее, находим обратные величины . По расчетным значениям, приведенным ниже слева, находим набор сменных колес. Учитывая, что решение найдено для обратной величины передаточного отношения, меняем местами ведущие и ведомые колеса.

Итак, гитары деления для нарезания перечисленных выше трех зубчатых колёс будут равны: 43·73/70·95.

Определим относительную погрешность подбора гитары деления станка:

При определении относительной погрешности, если после запятой будет 4 нуля и более, то зубообработка правильная, если меньше 4-х нулей, то будет, как говорят зуборезчики, «качан», т.е. заготовка уйдет в брак и потребуется дальнейшая перенастройка станка.

После настройки зубофрезерного станка были нарезаны три гиперболоидные шестизаходные зубчатые колеса, представленные на рис. 2.

Рис. 2. Шестизаходные гиперболоидные зубчатые колеса


47

В выполненной работе решена задача формообразования винтовых зубчатых колес, имеющих линейный характер касания зубьев, при любом передаточном отношении. Для этого реализован принципиально новый способ нарезки гиперболоидных зубчатых колес методом зуботочения при помощи незатылованных цилиндрических обкаточных резцов. Найдена геометрия и профиль гиперболоидных зубчатых колес, сопряженных с прямозубым или косозубым цилиндрическим зубчатым колесом. Разработаны способы изготовления гиперболоидных зубчатых колес, отработана технология их изготовления на стандартном зубообрабатывающем оборудовании без дополнительных приспособлений.

3. Заключение В выполненной работе удалось создать винтовую зубчатую пару с линейным

характером касания зубьев при любом передаточном отношении, что позволило реализовать следующее:

1. Разработан принципиально новый способ нарезки винтовых зубчатых колес методом зуботочения при помощи незатылованных цилиндрических обкаточных резцов.

2. Разработана теория проектирования гиперболоидных зубчатых колес, применяемых в ортогональных гиперболоидных зубчатых передачах с линейным контактом.

3. Найдена геометрия и профиль гиперболоидных зубчатых колес, сопряженных с прямозубым или косозубым цилиндрическим зубчатым колесом.

Список литературы: 1. Калашников С.Н. Зубчатые колеса и их изготовление / С.Н. Калашников, А.С.

Калашников. – М.: Машиностроение, 1983. – 264 с. 2. Пат. 34475 Украина, МПК В23F 9/00. Способ нарезания гиперболоидных

зубчатых колёс / Витренко А.В., Витренко О.С., Кириченко И.А., опубл. 11.08.2008, Бюл. № 15.

3. Пат. 40480 Украина, МПК В23F 9/00. Способ нарезания гиперболоидных зубчатых колёс / Витренко А.В., Витренко О.С., Кириченко И.А., опубл. 10.04.2009, Бюл. № 7.

4. Пат. 44215 Украина, МПК В23F 9/00. Способ нарезания гиперболоидных зубчатых колёс / Витренко А.В. опубл. 25.09.2009, Бюл. № 18.

5. Родин П.Р. Основы формообразования поверхностей резанием / П.Р.Родин. – К.: Вища школа, 1977. – 192 с. Поступила в редколлегию 07.04.2015 г.


© Девойно О.Г., Кардаполова М.А., Яцкевич О.К., Николаенко В.Л.; 2015 г. 48

УДК 621.793.71 О.Г. Девойно, М.А. Кардаполова, О.К. Яцкевич, В.Л. Николаенко

Белорусский национальный технический университет, г. Минск, Беларусь Тел/Факс +375 017331-00-45, E-mail:[email protected]

ОПТИМИЗАЦИЯ ТЕХНОЛОГИИ ТЕРМОДИФФУЗИОННОЙ ОБРАБОТКИ

КЕРАМИЧЕСКИХ ПОРОШКОВ ДЛЯ ПЛАЗМЕННОГО НАПЫЛЕНИЯ ВНЕШНИХ КОЛЕЦ ПОДШИПНИКОВ ЭЛЕКТРОУСТАНОВОК

В данной статье рассмотрена возможность применения диффузионного легирования порошков

керамики Аl2O3, ZrО2, медью для повышения физико-механических и эксплуатационных характеристик покрытия wearresisting были показаны. влияние количества легирующих элементов на износ-сопротивляя характеристик, твердости и адгезии были исследованы. Ключевые слова: керамические покрытия, порошковые модификации, thermodiffusive легирования, оксид алюминия, оксид циркония, меди, адгезия, износостойкость, электрическое сопротивление

O. Dewayne, M. Kargapolov, O.Yatskevich, V. Nikolaenko

OPTIMIZATION OF TECHNOLOGY OF THERMAL DIFFUSION PROCESSING OF CERAMIC POWDERS FOR PLASMA SPRAYING OF THE OUTER BEARING RINGS OF ELECTRICAL INSTALLATIONS In this article the possibility of application of diffusive alloying ceramic powders Аl2O3, ZrО2 by copper for increasing physicomechanical and operational characteristics of wearresisting coating were shown. The influence quantity of alloying elements on wear-resisting characteristics, hardness and adhesion were studied. Key words: ceramic coating, powder modification, thermodiffusive alloying, aluminum oxide, zirconium oxide, copper, adhesion, wear-resistance, electrical resistance.

Введение. К настоящему времени накоплен значительный экспериментальный материал по нанесению таких тугоплавких окислов, как Аl2O3, ZrО2, на конструкционные материалы.

Однако, проведенные по этому вопросу исследования показали, что не всегда удается получить желаемую прочность сцепления с подложкой и связанные с ней другие эксплуатационные параметры покрытий. Поэтому не случайно для формирования плазменных керамических покрытий в настоящее время широко используются композиционные порошки, которые за счет комбинации различных материалов позволяют получить покрытия с управляемым комплексом свойств [1-3].

Наряду с оптимизацией составов композиционных покрытий и подбором легирующих элементов активно ведется поиск новых высокопроизводительных, экономичных и достаточно простых в плане технической реализации способов получения многокомпонентных порошковых материалов для плазменного напыления. К сожалению, известные способы простого механического смешивания компонентов, конгломерирования, плакирования не всегда позволяют получить порошки со стабильным составом и структурой [4].

В данной работе изучена возможность получения плазменных износостойких покрытий с заданным комплексом эксплуатационных характеристик путем изменения свойств порошков на основе оксида алюминия и оксида циркония термодиффузионным модифицированием. Данная технология получения порошков направлена на активацию поверхности и введение определенного количества легирующего элемента, которое осуществляется при высокой температуре и постоянном перемешивании порошковой

mailto:E-mail:[email protected]


49

смеси гравитационным способом. При таких условиях обеспечивается равномерное распределение легирующих элементов по частицам при условии их неспекаемости.

Керамические порошки подвергались термодиффузионному модифицированию в присутствии легирующего элемента меди. Введение данной металлической составляющей способствует пластификации покрытия и улучшает его антифрикционные свойства. Получение порошки были использованы для напыления электроизоляционных покрытий на деталях электрогенераторов.

Целью данной работы являлась оптимизация режимов термодиффузионного

легирования медью исходного керамического порошка для плазменного напыления на основе оксида алюминия и оксида циркония.

Методика исследований. Модифицирование керамического порошка проводили путем изотермической выдержки во вращающемся контейнере шихты, содержащей дополнительно модифицирующую добавку в пределах 1-15% и хлористый аммоний (NH4Cl). Степень заполнения объема контейнера составляла 50%, соотношение грануляций исходного порошка и легирующей добавки находилось в пределах (35):1. Контейнер располагали горизонтально в рабочей зоне футерованной печи и приводили во вращение электродвигателем через редуктор. Время изотермической выдержки составляло 2 часа при вращении контейнера с частотой 40-50 мин-1 при температуре 1100 - 1250оС.

В качестве исходных порошков использовали оксид алюминия по ТУ 6-09-426-75 с размером частиц 40-60 мкм, оксид циркония по ТУ 48-19-316-80 с размером частиц 10-16 мкм, медь по ТУ 1-92-154-90.

Покрытия наносили методом плазменного напыления на подготовленные дробеструйной обработкой образцы с использованием установки УПУ-3Д с источником питания ИПН-160/600 и плазмотроном ПП25 на режимах: I=420 A, U=85-90 B, L= 90 мм p=0,6 МПа. Толщина слоя 0,6 мм.

Исследования микротвердости проводили на приборе ПМТ-3 путем вдавливания в испытуемый образец четырехгранной алмазной пирамиды с углом при вершине 136 при нагрузке 100 г (0,98 Н) (ГОСТ 9450–76).

Пористость определяли путем взвешивания образцов до и после пропитки маслом АК-10, нагретым до температуры 386 – 371 К. Продолжительность пропитки до полного насыщения составляла примерно 35 – 40 часов.

Исследования прочности сцепления покрытия и основы проводили штифтовым методом на разрывной машине «RIEHLE» с плавно изменяющимся усилием от 0 до 50000 Н на штифтах из стали 45, вставленных один в другой и притертых друг к другу. Торцы конусов представляли собой концентрические кольца. Диаметр меньшего конуса 12 мм, большего 20 мм. Применяли минимальную скорость нагружения, обеспечивающую статический характер нагрузки. С целью сопоставления получаемых значений прочности сцепления для разных образцов толщину напыляемых покрытий выдерживали постоянной – 0,5 мм. Неизменным сохраняли интервал времени между дробеструйной обработкой и напылением. Для обеспечения статистической достоверности использовали по десять образцов с покрытиями, нанесенными при одинаковых режимах.

Результаты и их обсуждение. К параметрам процесса термодиффузионного

насыщения, влияющим на качество получаемых порошков, относятся степень


50

заполнения контейнера порошковой смесью, частота вращения контейнера, время изотермической выдержки, исходная грануляция порошков.

Выбор требуемой степени заполнения контейнера обусловлен тем, что при меньшем количестве модифицируемой смеси происходит интенсивное окисление металлических добавок. При степени заполнения контейнера более 70% снижается производительность процесса обработки за счет медленного прогрева керамического порошка, обладающего низкой теплопроводностью. Кроме того, при большем заполнении происходит налипание частиц оксида алюминия на стенки контейнера и застаивание насыщаемой смеси при вращении в центральной зоне (Таблица 1).

Таблица 1. Влияние степени заполнения контейнера для термодиффузионной

обработки на фазовый состав порошков Фазовый состав, % Соотношение

компонентов по массе

Степень заполнения объема

контейнера, % α , γ, δ - Al2O3

ZrО2 Сu Процент

выгорания меди, %

30 98 - 1,6 80

50 97 2,2 0,8 40

1: 0,05

70 98 1,5 0,5 25

30 81 6,1 12,9 86

50 83 6,9 10,1 67 1:0,18

70 86 7,2 6,8 45

Время изотермической выдержки обусловлено тем, что при нахождении в печи

более 3 часов, происходило частичное спекание порошковой смеси, а выдержка менее 1 часа приводила к неравномерному прогреву контейнера. Анализ температурного поля печи для диффузионного легирования позволяет сделать вывод, что температурно-временные условия в ходе процесса диффузии достаточны для протекания процесса фазовых превращений в керамическом материале и для фиксации в нем гексагональной -модификации оксида алюминия.

Оптимальный интервал частот вращения контейнера в печи принимали по результатам эксперимента, результаты которого приведены в таблице 2.

Верхнюю и нижнюю границы определяли по результатам эксперимента, в ходе которого было установлено, что при скорости ниже 40 мин-1 и степени заполнения контейнера более чем на 80% происходит спекание смеси и неравномерное распределение добавок в основной массе порошка. На более высоких скоростях (более 100 мин-1) происходит налипание порошка на стенки контейнера вследствие действия центробежных сил.

Выбор оптимальной скорости вращения контейнера осуществляли исходя из полученного экспериментально соотношения:

n = ( 2 – 5 ) • R0,5, (1)

где n – частота вращения контейнера, мин-1, R - внутренний радиус контейнера, мм.


51

Таблица 2. Подбор оптимальной частоты вращения контейнера для

термодиффузионной обработки порошков Частота

вращения, мин-1

Степень запол-нения объема контейнера, %

Радиус контейнера,

R, мм

Время изо-термической выдержки, ч

Результаты эксперимента

15 (1,79R0,5) 50 70 2

частичное спекание смеси, неравномерное распределение меди в порошке

40 (5,37R0,5) 50 70 2

смесь не спеклась, равномерное распределение частиц меди на частицах оксида алюминия

80 (9,56R0,5) 50 70 2

частичное спекание смеси, неравномерное распределение меди в порошке

Оптимальная грануляция исходного порошка оксида алюминия (Аl2O3) и

модифицирующих добавок оксида циркония (ZrO2) и меди была определена на основе моделирования движения диффузионно-легированных частиц оксида алюминия и оксида циркония в плазменных струях, таблица 3.

Таблица 3. Оптимальные размеры частиц порошков для термодиффузионной

обработки Размер частиц порошка Al2O3

и ZrO2, мкм

Размер частиц порошка Cu,

мкм

Соотношение размеров частиц порошка Al2O3 и

Cu

Результаты эксперимента

40-50 0,5-0,6 Частицы Cu слишком крупные и неравномерно распределены по покрытию

10-15 0,15-0,2 Частицы Cu имеют оптимальный размер, в напыленных покрытиях медь выявлена, распределение по покрытию однородное

60-80

До 5 0,1 Частицы Cu слишком мелкие, быстро окисляются, выгорают в процессе напыления

Сравнивая поведение частиц Аl2O3 и ZrO2 одного и того же размера, пришли к

выводу о том, что существуют значительные отличия в скоростях и траекториях их движения. Поскольку плотность, а, следовательно, и масса частиц ZrO2 выше, чем у частиц Аl2O3 такого же размера, они приобретают меньшую скорость при движении в струе плазмы, и время их нахождения в плазме увеличивается. Нагрев этих частиц так же происходит медленнее, в результате при попадании на подложку частицы Аl2O3 и ZrO2 имеют разное тепловое состояния, разную скорость и различное положение относительно оси плазменной струи.


52

Проведя анализ расчетных данных, можно сделать вывод о том, что наиболее близкими кинематическими и температурными характеристиками обладают частицы Аl2O3 размером 80-60 мкм и частицы ZrO2 размером 60-40 мкм. Частицы легирующего элемента (меди) должны быть по размеру меньше частиц основного материала, чтобы в итоге получить конгломерат, представляющий собой крупное ядро, равномерно покрытое более мелкими включениями. Частицы легирующего элемента должны быть в 4-5 раз меньше основной керамической частицы.

Таким образом, наиболее оптимальными режимами получения керамических порошков на основе оксида алюминия методом термодиффузионного легирования являются: степень заполнения объема контейнера 50%, время изотермической выдержки 2 часа, температура нагрева 1100оС, скорость вращения 40- 50 мин-1.

В ходе исследования морфологии порошков до и после термодиффузионной модификации установлено, что для исходного порошка оксида алюминия характерен однородный тип частиц округлой формы (рис.1(а)). Наличие легирующих элементов на поверхности модифицированных керамических порошков выявлено в виде фрагментов. На поверхности скругленных частиц рис.1(б) наблюдается значительно более высокий рельеф, чем в исходном порошке, что свидетельствует о припекании к поверхность Al2O3 легирующего элемента меди.

а) б) Рис. 1. Структура модифицированных порошков на основе оксида алюминия- оксида циркония: а) - исходный порошок; б) - модифицированный медью

В результате рентгеноструктурного анализа установлено, что имеют место

необратимые процессы перестройки кристаллической решетки по схеме γ → δ → α [5] в ходе изотермической выдержке при температуре 1100 - 1250оС. Предположение подтверждается изменением соотношений интенсивностей основных дифракционных линий (113) - Al203 и (104) - Al203, которое выросло для образцов, модифицированных медью в 2 раза. Преобладающей фазой оксида циркония является

50µm


53

тетрагональная t- ZrО2, моноклинная m- ZrО2 была обнаружена в составах с содержанием меди 8-12%.

Диффузионные процессы на поверхности керамических частиц не происходили. Соединений меди не выявлено, медь присутствует в порошке в чистом виде. Таким образом, модифицирование порошков оксида алюминия привело к получению конгломератов с равномерно распределенными по поверхности частиц элементами.

Таблица 4 – Фазовый состав керамических порошков Аl2O3-ZrО2-Cu

Содержание фаз в керамическом покрытии после плазменного напыления, сi , %

Количество легирующего

элемента в исходном порошке, %

Cu ZrО2 α-Al2O3 γ-Al2O3 t-ZrО2 m-ZrО2 Сu

4 7 84,6 5,9 5,7 - 3,8 6 7 81,3 6,3 6,9 - 5,5 8 7 78,6 6,8 4,7 2 7,9 10 7 78,5 5,7 4,3 2,4 9,1 12 7 76,4 5,8 3,5 3,2 11,1

Полученные порошки были нанесены методами плазменного напыления на стальные образцы. В результате исследования влияния количества модифицирующих добавок на свойства формируемых покрытий установлено, что покрытия имеют большую прочность сцепления с основой по сравнению с базовыми покрытиями из оксида алюминия. Результаты испытания эксплуатационных характеристик плазменных покрытий приведены в таблице 5.

Таблица 5 - Свойства покрытий

Состав покрытия, % Пористость, % Твердость НV, ГПа

Величина адгезии σадг, МПа

Аl2O3 15,3 15,2 11,4 Аl2O3-7%ZrО2 13,1 14,4 11,1

Аl2O3-7% ZrО2-4% Сu 11,9 12,9 20,4 Аl2O3-7% ZrО2-6% Сu 10,5 12,4 23,5 Аl2O3-7% ZrО2-8% Сu 9,1 11,6 24,7 Аl2O3-7% ZrО2-10% Сu 7,3 11 25,9 Аl2O3-7% ZrО2-12% Сu 7,9 10,2 24,1

При модифицировании порошков в присутствии меди наблюдается увеличение

прочности сцепления покрытий в 1,5-1,7 раз до 23-25 МПа. Данное явление объясняется образованием более прочной химической связи, так как медь имеет большее сродство с материалом стальной основы. Пористость полученных покрытий по сравнению с исходным уменьшилась в 2 раза для композиции Аl2O3-7% ZrО2-12% Сu.

Кроме того, была проведена предварительная оценка теплотехнических и электрических свойств композиционного покрытия в зависимости от соотношения


54

компонентов. Установлено, что с увеличением содержания меди в покрытии коэффициент теплопроводности увеличивается. Отмечены колебания коэффициента теплопроводности с изменением толщины покрытия, что можно объяснить изменением количества пор. Термостойкость таких покрытий максимальна тогда, когда количество керамической и металлической составляющих приблизительно равно. Коэффициент термического расширения покрытия Аl2O3-ZrО2-Сu будет находится в прямой зависимости от содержания оксида алюминия и оксида циркония в покрытии.

Для оценки электроизоляционных свойств покрытий проведены исследования зависимости электропроводности и электропрочности от содержания компонентов. Установлено, что с увеличением содержания керамической составляющей более 90% (объемн.) обнаруживают резкое увеличение удельного объемного электросопротивления, величина которого достигает 119 Ом-см для покрытия Аl2O3-7% ZrО2-4% Сu. Наибольшее напряжение пробоя составляет 3,1 кВ при толщине 0,4—0,5мм для композиции Аl2O3-7% ZrО2-10% Сu.

Представленная технология создания керамических покрытий найдет перспективное применение при напылении внешних колец подшипников, предназначенных для работы в электроустановках. Внешний вид описываемых деталей приведен на рис. 2.

Рис. 2. Подшипники качения с керамическим покрытием, нанесенным на наружное кольцо


55

В данном случае требуются электроизоляционные керамические покрытия с повышенной адгезионной прочностью, чему соответствуют исследуемые композиции Аl2O3-7% ZrО2-10% Сu.

Выводы: 1. В результате термодиффузионного модифицирования оксида алюминия-

оксида циркония медью происходит изменение морфологии порошков, сопровождающееся фазовыми превращениями в керамической матрице. Следов диффузии меди не выявлено, полученные частицы представляют собой конгломераты с равномерным распределением модифицирующих добавок по поверхности.

2. Установлено, что введение в исходный оксидный порошок легирующих компонентов (Сu) термодиффузионным модифицированием изменило комплекс их физико-механических и трибологических характеристик, в первую очередь, увеличило прочность сцепления с основой в 1,5 -1,7 раза до 23-25 МПа при снижении микротвердости в 1,5-1,6 раз, уменьшило пористость в 1,7-2 раза.

3. Показано перспективное применение исследуемых покрытий в качестве электроизоляционных на деталях электроустановок. Установлено, что с увеличением содержания керамической составляющей более 90% (объемн.) обнаруживают резкое увеличение удельного объемного электросопротивления, величина которого достигает 119 Ом-см. Наибольшее напряжение пробоя составляет 3,1 кВ при толщине 0,4—0,5мм для композиции Аl2O3-7% ZrО2-10% Сu.

Список литературы: 1. Плазменные покрытия на основе керамических материалов: Монография/ А.Ф. Ильющенко, В.А. Оковитый, А.И. Шевцов; под ред. А.Ф. Ильющенко. – Минск: Бестпринт, 2006. – 316с. 2. Хокинг М., Васантасари В., Сидки П. Металлические и керамические покрытия: Получение, свойства, применение: Пер. с англ. – М.: Мир, 2000. – 518 ил. 3. Самсонов Г.В., Эпик А.П. Тугоплавкие покрытия. М.: Металлургия, 1973.-400с. 4. Гаршин А.П., Гропянов В.М., Зайцев Г.П., Семенов С.С. Керамика для машиностроения. М.: ООО Издательство «Научтехлитиздат», 2003. -384 с. 5. Газотермическая обработка керамических оксидов/ М.Н. Бодяко, Ф.Б. Вурзель, Е.В. Кремко и др.; Под ред. О.В. Романа. - Мн.: Наука и техника, 1988.-223 с.



© Дорофеев В.Л., Дорофеев Д.В., Журавлев В.Н., Единович А.Б.; 2015 г. 56

УДК 621.9 В.Л. Дорофеев1, Д.В. Дорофеев1, В.Н. Журавлев2, А.Б. Единович2

1ЦИАМ им. П.И.Баранова, г. Москва, Россия 2ГП “Ивченко-Прогресс”, г.Запорожье, Украина

Тел./Факс: +007 (495) 3621951; E-mail: [email protected]

ПРИМЕНЕНИЕ ПРОГРАММНОГО КОМПЛЕКСА AEROFLANK ДЛЯ РАСЧЕТА РАСПРЕДЕЛЕНИЯ НАГРУЗОК ПО ШИРИНЕ ЗУБЬЕВ, ПРОГИБА

ВАЛОВ И СИЛ, ДЕЙСТВУЮЩИХ НА ОПОРЫ

Рассмотрено применение программного комплекса AEROFLANK для расчета распределения на-грузок по ширине зубьев, прогиба валов и сил, действующих на опоры трансмиссий. Приведены примеры ввода данных, результаты расчета. Ключевые слова: AEROFLANK, опоры, валы, трансмиссия, функция формы, распределение нагрузок по ширине зубьев.

V. Dorofeev, D. Dorofeev, V. Zhuravlev, A. Edinovich

THE USE OF THE SOFTWARE COMPLEX AEROFLANK FOR CALCULATING THE

LOAD DISTRIBUTION ACROSS THE WIDTH OF THE TEETH, THE DEFLECTION OF THE SHAFTS AND OF THE FORCES ACTING ON THE SUPPORTS Application of program complex AEROFLANK for calculation of distribution of loadings on width of teeths, a deflection of shaft and the forces operating on bearings of transmissions is considered. Data input examples, results of calculation. Key words: AEROFLANK, shaft, transmission, form function, distribution of loadings on width of teeths.

Введение Программный комплекс AEROFLANK разработан авторами настоящей работы и

состоит из следующих подсистем: 1) геометрия цилиндрических зубчатых колес с модифицированным исход-

ным контуром (притупленные кромки зубьев, поднутренные основания, приграничные зоны, и т.д.);

2) геометрия цилиндрических зубчатых колес с несимметричными зубьями; 3) геометрия цилиндрических шевронных зубчатых колес; 4) геометрия конических с круговыми зубьями и арочных зубчатых колес; 5) допуски по стандартам ISO, DIN, ГОСТ; 6) поля допусков на форму модификации профиля и направления зубьев; 7) ключевые элементы наладки зубошлифовальных станков, в том числе

подготовка файлов управления *.pfl; 8) построение графиков коэффициентов формы зубьев и графиков удельной

жесткости зубьев; 9) расчеты прочности по ГОСТ 21354-87, ISO 6336, DIN 3990; 10) построение кинематической погрешности методом решения обратной за-

дачи теории зацепления и расчет кинетической погрешности, учиты-вающей деформацию зубьев;

11) подсистемы решения интегральных и дифференциальных уравнений; 12) подсистемы расчета полей напряжений с глубоким анализом глубины за-

легания контактных напряжений; 13) моделирование хода изменения контактных и изгибных напряжений от

входа зубьев в зацепление до выхода него и распределение напряжений



57

по всей ширине зубьев; 14) моделирование изменения толщины слоя смазки между контактными по-

верхностями каждого зуба и температуры в каждой точке контакта с уче-том характеристик масла;

15) моделирование крутильных и радиальных колебаний, а также их спек-трального состава;

16) моделирование динамических сил, действующих на подшипники; 17) расчет стационарных и бифуркационных амплитудно-частотных харак-

теристик вышеперечисленных процессов; 18) прямые расчеты по данным измерения погрешностей профиля зубьев

колес. Чтобы реализовать перечисленные возможности AEROFLANK использует

большие массивы исходных данных включающих, например, зависимость вязкости масла от давления, метод формирования переходной кривой или ширину канавки между полушевронами зубчатого колеса и т.д. Поэтому AEROFLANK имеет пятна-дцати уровневую базу данных, каждый уровень которой допускает ввод до 256 па-раметров зубчатой передачи, существенно упрощающую проектирование.

Контроль правильности входных данных и результатов расчета и моделирова-ния выполняется с помощью двух или трехмерных изображений.

Программный комплекс AEROFLANK в основном предназначен для проекти-рования авиационных зубчатых передач [1-4], но применялся и в других отраслях промышленности для проектирования малошумных трансмиссий.

В настоящей работе описано применение AEROFLANK для расчета прогиба валов и сил, действующих на опоры валов.

Исходные принципы расчета валов Расчет сложных многоступенчатых и многоопорных валов выполняется числен-

ными методами. Обычно считается, что численные методы – это методы приближен-ные. Однако, если прогиб элемента вала определять по формуле

niYNzx iTii ,...2,1 ,)( , а функцию формы и вектор перемещений выразить в виде:

3

21

31

2

2

21

21

2

2

2)(

)()(

)()(

i

iiii

i

iii

i

ii

i

ii

i

hhzzzz

hhzzzz

hzzzz

hzzzz

N ,

i

i

i

i

i

xx

Y1

1

,

где входящие в формулы величины показаны на рис. 1, то результаты расчета будут та-кими же, как при аналитическом расчете.

Связь с внешними силами, учет граничных условий и техника программной реа-лизации приведены в работах [5, 6], итоговые результаты включены в программный комплекс AEROFLANK [1-4].


58

Рис. 1. Схема дискретизации вала конечными элементами

Расчет валов в AEROFLANK Ввод исходных данных с использованием базы данных в AEROFLANK показан

на рис.2.

Рис. 2. Исходные данные для двух опор в окне программы AEROFLANK

Результат расчета показан на рис. 3.

Рис. 3. Расчет прогиба вала на двух опорах Теперь рассмотрим, как изменятся опорные реакции и прогиб вала, если к имею-

щимся двум опорам добавить третью, расположив её по середине между левой опорой


59

и серединой вала. Ввод исходных данных с использованием базы данных в AEROFLANK показан на рис.4., а результат расчета показан на рис. 5.

Рис. 4. Исходные данные для трех опор в окне программы AEROFLAN

Рис. 5. Расчет прогиба вала на трех опорах Как видно из результатов расчета прогиб и силы, действующие на опоры, сущест-

венно изменились, как по величине, так и по направлению действию сил. Прогиб уменьшился шесть раз, при этом нагрузки на крайние опоры уменьшились, а добав-ленная опора воспринимает даже большую нагрузку, чем действующая сила.

Дальнейшее приближение промежуточной опоры к левой опоре (рис.6) приводит к еще большему увеличению нагрузок на опоры. (Рис.6).

Рис. 6. Расчет прогиба вала на трех опорах при уменьшении расстояния между опора-ми


60

Эффект уменьшения прогиба исчезает. В программеAEROFLANK имеется возможность проследить характер изменения

опорных реакций при различных положениях промежуточной опоры (рис. 7).

Рис. 7. Моделирование процесса перемещения промежуточной опоры

Как видно из показанных результатов, расстояние между опорами связано с сила-ми, действующими на опоры, гиперболической зависимостью: чем ближе расстояние между опорами, тем большая нагрузка на них действует.

Вследствие упругих деформаций валов, образуются отклонения в положении кон-тактных линий зубьев зубчатых колес.

Учет прогиба валов при расчете распределения нагрузок по ширине зубьев

зубчатых колес В AEROFLANK одновременно рассчитывается два вала и определяется суммар-

ное угловое отклонение γ (рис.8a) контактных линий. Результаты расчета отклонений в положении контактных линий принимаются подсистемой расчета погрешностей и да-лее с учетом параметров динамики рассчитываются и выводятся в виде графических изображений (рис. 8b), для анализа с целью последующего расчета коррекции направ-ления зубьев (рис. 9a).и повторного расчета распределения нагрузок по ширине зубьев (рис. 9b). После устранения концентрации напряжений и обеспечения заданных харак-теристик передачи, проектирование завершается выводом протокола расчета.

На рис. 9b видно, что максимальные удельные нагрузки приходятся на однопар-ную зону зацепления зубьев. В двухпарном зацепления нагрузки примерно в два раза меньше. В работе [1] c программы ASGEARS (предшествующая версия программы AEROFLANK) описано, как выровнять эти нагрузки и повысить несущую способность передачи.

От входа зубьев в зацепление до выхода из него есть колебания нагрузок – это следствие динамических процессов, возбуждаемых переменной жесткостью зубьев и погрешностями профиля зубьев колес


61

Рис. 8. Изображение a)- формы прогиба валов и b) -распределение удельных на-грузок по ширине зубьев без коррекции направления зубьев

Рис. 9. Изображение a)- модифицированной поверхности зубьев колес и b) -распределение удельных нагрузок по ширине зубьев с коррекцией направления зубьев

.


62

Выводы

1. С помощью программного комплекса AEROFLANK рассчитываются силы, дей-ствующие на опоры и прогибы валов.

2. Для устранения концентрации напряжений на зубьях колес имеется возмож-ность и применяется модификация боковой поверхности зубьев.

3. Дополнительные опоры валов существенно уменьшают прогиб валов, но могут стать причиной многократного увеличения нагрузок на опоры валов.

4. Прогиб валов – это фактор, существенно влияющий на концентрацию контакт-ных и изгибных напряжений в зубчатых передачах.

Список литературы:

1. Кравченко И.Ф., Единович А.Б., Яковлев В.А., Дорофеев В.Л.. Эксперимен-тальные и теоретические результаты исследования авиационных зубчатых передач для двигателей пятого и шестого поколений//Авиационно –космическая техника и техноло-гии, 2008, № 8 (55)-стр.129-134.

2.Дорофеев В. Л., Дорофеев Д.В., Единович А.Б., Корнейчук А. В.. Особенности проектирования редукторов для самых мощных в мире украинско-российских авиаци-онных двигателей.// Вісник Національного Технічного универсітету «ХШ». Збірник наукових праць. Тематичний випуск «Проблеми механічного приводу». Харків: НТУ «ХПІ». 2010, №27. - стр. 54-61.

3. Дорофеев В.Л.,. Голованов В.В, , Дорофеев Д.В. Система моделирования "AEROFLANK" & прямой синтез износостойких и малошумных зубчатых передач// Вісник НТУ "40 ХПІ". 2013. № 40 (1013).с.40-49.

4. Голованов В.В., Дорофеев В.Л., Дорофеев Д.В., Новиков В.С.,. Павленко Ю.М. Исследование зависимости контактных напряжений в конических зубчатых пе-редачах с круговыми зубьями от степени локализации контакта//Вісник НТУ "ХПІ". 2014. № 31 (1074),c.20-23.

5. Дорофеев В.Л. Основы применения метода конечных элементов в системах автоматического проектирования. Изд-во БПИ, Бишкек, 1991., 21 с.

6. Нории Д., де Фриз Ж. Введение в метод конечных элементов. Мир,, 1981. 304 с.



© Драчев О.И., Тараненко В.А.; 2015 г. 63

УДК 621,9 О.И. Драчев1, В.А. Тараненко2

1ТГУ,г. Тольятти, Россия е-mail [email protected] , 2Севастополь, Россия, e-mail [email protected]

тел.:+7-978-78-89-705)

МОДЕЛИРОВАНИЕ ДИНАМИЧЕСКОЙ СИСТЕМЫ ВИБРАЦИОННОГО СВЕРЛЕНИЯ ГЛУБОКИХ ОТВЕРСТИЙ

В докладе для разработанных математических моделей динамических систем традиционного и

вибрационного сверления глубоких отверстий приводятся результаты моделирования и выявлены общие закономерности зависимости спектра частот относительных крутильно-продольных и поперечных колебаний заготовки и инструмента в процессе резания от частоты вращения и вылета волноводного преобразователя.

Ключевые слова: математическая модель, сверления отверстий, спектра частот, процессе резания.

O. Drachev, V. Taranenko

MODELIROVANIE DYNAMIC SYSTEM VIBRATION DRILLING OF DEEP HOLES

Results of modeling for the developed mathematical models of dynamic systems of traditional and vibratory drilling deep holes are given in the report and also common patterns of dependence of the spectrum of frequencies relatively torsional-longitudinal and transverse vibrations of the work piece and the tool in the process of cutting from speed of rotation and departure waveguide converter are identified. Key words: mathematical model, drilling holes, frequency spectrum, the process of cutting.

Для интенсификации сверления глубоких отверстий (повышения

производительности, точности, качества обработанной поверхности) разработаны и апробированы различные способы и средства технологического воздействия на заготовку и инструмент, в том числе, и автоматического управления параметрами процесса cсверления [1]. Другое направление базируется на использовании управляемых колебаний элементов технологической системы, как правило, инструмента. Некоторые исследователи [2] используют внешние источники колебательного движения, действие которых направлено, как правило, на повышение точности обработки, а частота колебаний инструмента достигает несколько тысяч герц. Другие методы вибрационного сверления [3] основаны на использовании энергии автоколебательных движений элементов замкнутой технологической системы и служат, в основном, для дробления стружки, а рабочие частоты находятся в пределах нескольких сотен герц.

Колебания в направлении резания в общем случае наиболее благоприятны для повышения точности и снижения шероховатости обработанной поверхности. Учитывая, что при сверлении поверхность резания представляет собой винтовую поверхность, вибрация инструмента в крутильном направлении приводит к повышенному износу инструмента по задней поверхности, которая будет периодически с частотой крутильных колебаний контактировать с поверхностью резания.

Если в качестве источника вибраций используются автоколебания инструмента в процессе резания, их частота и амплитуда либо не регулируется, либо изменяются при настройке оборудования за счет подбора упругого элемента заданной жесткости.

В основу конструкции головки с переменной жесткостью входит волноводный преобразователь в виде борштанги со сквозным винтовым пазом. Для регулировки




64

жесткости предлагается использовать принцип перемещения «сплошного сечения» [4] при изменении вылета сверла. Механизм вибрационной обработки достигается за счет применения в конструкции сверлильной головки резонатора комплексных колебаний волноводного преобразователя – (ВП) – упругого элемента, преобразующего энергию процесса резания в комплексные крутильно – продольные колебания режущего инструмента, характеризующиеся определенной частотой и амплитудой. Изменение его вылета – длины консольной части обеспечивает возможность регулировки амплитуд и частот вибраций инструмента при обработке в некоторых пределах и, следовательно, оптимизации процесса сверления по критерию точности, производительности, стойкости инструмента и т.д. В работе [5] разработаны математические модели динамических систем традиционного сверления и сверления с ВП.

С целью всестороннего исследования разработанных математических моделей были созданы компьютерные структурные модели двух вариантов ТС. Для их построения использовалась система автоматизированного проектирования (САПР) MATLAB R13 и, в частности, пакет прикладных программ для имитационного моделирования и анализа структурных схем объектов Simulink [5].

Модели исследовались методом частотного анализа. При помощи названных программных средств были построены амплитудно-фазовые частотные характеристики систем. На рис. 1 приведено сравнение теоретических АФЧХ технологической системы процесса сверления традиционным способом (1) и с применением ВП (2). Выходом модели является координата закручивания инструмента, а входом в данном случае - скорость резания.

Рис. 1. АФЧХ моделей ТС (вход - скорость резания): 1 - традиционная обработка; 2 - обработка с ВП


65

Аналогично, на рис. 2. изображены АФЧХ закручивания ПИВ от изменения вылета пиноли задней бабки с инструментом (1) и от изменения вылета волноводного преобразователя (2).

Рис. 2. АФЧХ моделей ТС (вход - вылет инструмента): 1 - традиционная обработка; 2 - обработка с ВП

Из анализа характеристик видно, что в базовом варианте (1) характерны

низкочастотные крутильные колебания в узком диапазоне частот (7,55...7,8 Гц), в то время как крутильные колебания системы с ВП (2) характеризуются более широкой частотной областью - 20...60 ГЦ.

При обработке с волноводным преобразователем статические значения закручивания превышают соответствующие параметры базовой системы. Это объясняется наличием дополнительной составляющей закручивания от осевой силы, снижением жесткости подсистемы «инструмент-волновод» (ПИВ) при использовании ВП и различием зависимостей жесткостных параметров ПИВ от вылета в осевом Δkи(l) и Δkи.баз(l); в крутильном направлении Δси(l) и Δси.баз(l).

Максимальное по абсолютной величине закручивание подсистемы «инструмент-пиноль» при обоих входных параметрах наблюдается на АФЧХ, соответствующих ТС традиционной обработки (1). Амплитудные значения закручивания, ПИВ с ВП на АФЧХ «закручивание-скорость» меньше соответствующего параметра подсистемы «инструмент-пиноль» без ВП приблизительно в 3 раза, а на АФЧХ «закручивание-вылет» (рис. 2.) - в 5 раз.

Все рассматриваемые разомкнутые системы являются устойчивыми по критерию Найквиста, поскольку их АФЧХ не охватывают точку (-1, 0) на координатной плоскости.


66

а)

б)

Рис. 3. Переходный процесс изменения закручивания при изменении скорости резания: а) ДС традиционного сверления, б) ДС сверления с ВП

Однако замкнутая система динамическая система (ДС) с использованием ВП, в отличие от ДС традиционного сверления, является неустойчивой по виду переходного процесса (рис. 3, б, 4, б). Из этого можно сделать вывод о том, что в ДС сверления с ВП возможно возникновение устойчивых к р у т и л ь н ы х а в т о к о л е б а н и й , характеризующихся незатухающей амплитудой. Амплитуда колебаний в линеаризованной системе обращается с течением времени в бесконечность. Однако в реальной нелинейной системе амплитуда колебаний ограничивается рядом факторов, наступает момент времени, когда демпфирующие силы начинают превышать силы, возбуждающие колебания.


67

В ДС традиционного сверления возникновение таких колебаний невозможно, поскольку при изменении входного воздействия, приводящем к возникновению крутильных колебаний, система будет их демпфировать, как показано на рис. 3, а, 4, а.

При помощи анализа конечно-элементной модели системы доказана справедливость утверждения о наличии коэффициентов координатной связи крутильных и продольных смещений, имеющихся в подсистеме инструмента при использовании в ней упругого элемента - волноводного преобразователя.

Разработана расчетная схема процесса сверления, рассматривающая движение элементов динамической системы в двух направлениях - продольном и крутильном.

а)

б)

Рис. 4. Переходный процесс изменения закручивания при изменении вылета инструмента: а) ДС традиционного сверления, б) ДС сверления с ВП


68

Построена математическая модель динамической системы традиционного сверления отверстий с учетом резания по следу и переменной жесткости подсистемы «инструмент-пиноль» при изменении вылета пиноли задней бабки.

Построена математическая модель динамической системы сверления отверстий с использованием волноводного преобразователя с учетом резания по следу, переменной жесткости ПИВ при изменении вылета ВП и координатной связи, имеющейся в подсистеме «инструмент-волновод».

Построены и исследованы методом частотного анализа структурные схемы двух вариантов технологической системы сверления. В ходе анализа моделей выявлено, что в реальной динамической системе сверления с волноводным преобразователем возможно возникновение автоколебаний с незатухающей амплитудой.

В динамической системе с волноводным преобразователем по сравнению с базовой ДС пик амплитуды угла закручивания уменьшается по значению в 3...5 раз, но становится шире в частотном диапазоне и смещается в высокочастотную область (с 6...7 Гц до 40...70 Гц).

При использовании волноводного преобразователя с переменным шагом паза в процессе резания возникают комплексные (крутильно-продольные) колебания инструмента.

Причиной поперечных относительных колебаний заготовки и инструмента, в основном, является отклонение расположения оси вращения детали и оси инструмента. Амплитуда поперечных колебаний снижается при наличии устойчивых крутильно-продольных колебаний вследствие обеспечения прерывистости процесса резания, снижения сил резания и демпфирования поперечных смещений.

Выявлены общие закономерности зависимости спектра частот относительных крутильно-продольных и поперечных колебаний заготовки и инструмента в процессе резания от частоты вращения и вылета волноводного преобразователя.

Списоклитературы:

1. Тараненко В.А., Левченко А.И. Управление процессом сверления глубоких отверстий малого диаметра.-Politechnika Opolska: Opole, 2003.- 128 с.

2. Подураев В.Р. Обработка резанием с вибрациями. М.: Машиностроение, 1970. – 239 с.

3. Кумабэ Д. Вибрационное резание: Пер с яп. С.Л. Масленникова / Под ред. И. И. Портнова, В. В. Белова – М.: Машиностроение, 1985. – 424 с.

4. Патент № 2169058. Устройство ля обработки глубоких отверстий. Драчев О. И., Расторгуев Д. А., Бойченко О. В., 2001, Бюл. № 17.

5. Драчев О.И., Драчев А.О., Тараненко Г.В., Тараненко В.А. Повышение эффективности вибрационного сверления глубоких отверстий. _Старый Оскол: ТНТ, 2010. – 220 с.



© Ермишкин В.А., Кулагин С.П., Минина Н.А., Соловьева Ю.Б.; 2015 г. 69

УДК 621.9 В.А. Ермишкин, С.П. Кулагин, Н.А. Минина, Ю.Б. Соловьева

ИМЕТ РАН, Москва, Россия Тел./факс: +7(499)1359668; e-mail: [email protected]

АНАЛИЗ НАПРЯЖЕННОГО СОСТОЯНИЯ У ВЕРШИНЫ НАДРЕЗА В

ОБРАЗЦЕ АЛЮМИНИЕВОГО СПЛАВА В95

В статье обсуждаются результаты фотометрического анализа структурных изображений (PHASI) для оценки напряженного состояния материала в окрестности вершины электроискрового надреза, трещины в образце при внецентренном растяжении алюминиевого сплава V95. Используя эти результаты были получены оценки коэффициента интенсивности напряжений (ФСС), которые сравнивались со значениями определяли по стандартной методике, разработанной в отношении зубчатый для эксцентричного растяжения. Условия, при которых наш метод оценки Кин производит результаты идентичны стандартным. Разработанный метод имеет преимущество по сравнению со стандартным, как на основе анализа результатов экспериментов, а не численное моделирование, которое составляет основу стандартного метода. Ключевые слова: фотометрический анализатор структурных изображений, спектры яркости отражения видимого света от поверхности образцов

V. Ermoshkin, S. Kulagin, N. Minina, Y. Solovyeva

ANALYSIS OF THE STRESS STATE NEAR THE TOP OF THE NOTCH IN THE SPECIMEN

ALUMINUM ALLOY B95 The paper discusses the results of a photometric analysis of the structural imaging (PHASI) to estimate the stress state of the material in the vicinity of the top of the electric-notch, a crack in the sample for the eccentric tension of aluminum alloy V95. Using these results were obtained evaluating the stress intensity factor (SIF), which were compared with the values determined by the standard method, developed in relation to the notched for eccentric stretching. The conditions under which our method of evaluation ORF produces results identical to standard. The developed method has an advantage over the standard, as based on the analysis results of the experiments, rather than the numerical simulation, which is the basis of the standard method. Key words: photometric analyzer of structural images, spectra of the brightness of visible light reflection from the surface of the samples.

Цель настоящей работы состояла в проверке возможности использования фотометрического анализа структурных изображений (ФАСИ) для оценки напряженного состояния в окрестности электроискрового надреза в образце предназначенного для определения трещиностойкости материалов при внецентренном растяжении. Авторский коллектив имеет успешный опыт применения ФАСИ для оценки физических характеристик ряда материалов и постоянно работает над расширением его методических возможностей. Выбор образцов для оценки трещиностойкости в качестве объекта исследования обусловлен тем, что такие образцы для определения КИН находят широкое применение на практике [1]. При этом исследования, как правило, ограничиваются определением значения Кi (КИН) без внимания к структурным проявлениям разрушения исследуемого материала. В этом отношении информативность ФАСИ существенно превышает возможности стандартной методики, ориентированной только на исследовании механического поведения материала. Выбор материал предопределен тем, что алюминиевый сплав В95 отличается достаточно высокими прочностными характеристиками и до настоящего времени находит применение в авиастроении.



70

1. Материал и методика исследования Образцы для исследования были приготовлены из холодно-прокатанного листа с толщиной 6 мм. Химический состав сплава согласно паспортным данным приведен в таблице №1 [2]. Форма и размеры образцов соответствовали требования к образцам типа «woll» за исключением требования к толщине образца, которая была равна толщине листа. Рис.1 дает представление о геометрии образцов и об их истинных размерах. Образцы нагружали до появления максимума на кривой деформирования в захватах испытательной машина типа «Инстрон-3382» со скоростью 1 мм./мин. В процессе деформирования поверхность образцов непрерывно записывалась на видеокамеру синхронно с записью кривой деформирования. На рис.2 показана кривая деформирования одного из испытанных образцов в координатах «нагрузка Р - стрела прогиба - f».

Таблица №1. Химический состав сплава В95 в масс. %

прочие Fe Si каждая Σ

Zn Mg Cu Mn Cr Al

не более 5,0-7,0 1,8-2,8 1,4-2,0 0,2-0,6 0,1-0,25 основа 0,5 0,5 0,05 0,1

Рис.1. Образец для оценки трещиностойкости из сплава В95, использованный в настоящей работе (?1)

После испытаний производился покадровый анализ видеозаписи с заданной периодичностью. Для анализа были выбраны фрагменты поверхности образца, окружающей вершину с помощью фотометрического анализатора структурных изображений (ФАСИ). ФАСИ представляет собой программно-аналитический комплекс, в котором выполняется сравнительный анализ по дифференциальной схеме изображений фрагментов исследуемого объекта и спектров яркости отражения от них видимого света, отснятых до и после начала деформирования. Достаточно подробное изложение принципа работы ФАСИ и его методических возможностей содержится в [3, 4], поэтому здесь ограничимся только краткой информацией об его методических возможностях. Сравниваемые фрагменты поверхности образца вместе со спектрами яркости отражения от них видимого света выводятся в виде, представленном на рис.3. Спектры яркости отражения представлены в координатах «спектральная плотность отражения с яркостью P(I) - яркость отражения I». В результате анализа напряженного состояния у вершины надреза предполагалось получить зависимости напряжений от


71

координат с началом в вершине надреза, азимутальные зависимости напряжений при фиксированных значениях величины радиусов векторов, проведенных из начала координат в точку измерения напряжения, временные зависимости напряжений в трех выбранных направлениях. Для проверки полученных результатов было намечено получить с их помощью значения КИН и сравнить их с данными определения КИН, определенными по стандартной методике.

2. Результаты экспериментов и их обсуждение Для выполнения намеченной программы на поверхности изображений фрагментов

образца, соответствующих достижению определенных стадий в развитии разрушения образцов. Эти стадии соответствовали началу нагружения, окончанию упругого нагружения образца (90 с.) и переходу к росту трещины в ускоренном режиме (130с.). На поверхности изображений фрагментов вдоль трех выделенных направлений под углами к горизонтальной оси симметрии образца (α = 0о,α = 17о и α = 45о) выделялись микро фрагменты с площадью ~ 1,44мм2. Первое направление соответствует оси симметрии образца, по которой ориентирован надрез, второе - направлению последующего роста микротрещины от вершины надреза, третье является направлением, в котором касательные напряжений достигают максимальных значений. С помощью ФАСИ были определены энергии излучаемые поверхностями всех выделенных микро фрагментов. Необходимо отметить, что площади под спектральными кривыми яркости отражения видимого света по своему физическому смыслу являются удельными энергиями излучения U, выраженные в условных единицах. Известно, что энергия излучения тела с внутренней энергией Q, выражается формулой [5]:

(1) где: А - коэффициент, определяющий вероятность спонтанного излучения телом с

внутренней энергией Q. С учетом того, что удельную внутреннюю энергию можно записать в виде (2):

(2) Определив методом ФАСИ энергию излучения в условных единицах φ при

комнатной температуре и подставив его вместе со значением Q в формулу (1) определим значение коэффициента А. Располагая значением коэффициента А, можно перевести значения энергии в условных единицах в физические единицы с помощью формулы (1). Тогда, принимая во внимание, что разность энергий образца в нагруженном и разгруженном состоянии равна упругой энергии, мы имеем:

(3) - нормальный модуль исследуемого материала. Разрешив (3) относительно

напряжений имеем: (4)

Получив с помощью ФАСИ значения φi для всех выделенных микро фрагментов и выразив их с помощью (1) в физических единицах, по формуле (4) определим значения действующих в микро фрагментах для известных координат их центров. По этим данным были построены зависимости: σ = f(t}, σ = f(r) и σ = f (α) для пластической зоны надреза. На рис.4 показана временная зависимость напряжений при фиксированных значениях координат для направления радиуса вектора с α = 0о. Из


72

рисунка видно, что с увеличением расстояния от фронта надреза напряжения падают, но максимальное значение напряжений достигается на удалении 5,82 мм. от фронта надреза. Напряжения растут по мере роста нагрузки, после чего они начинают плавно снижаться. На рис.5 и рис.6 показаны зависимости σ = f(r) соответственно для направлений радиуса вектора с α = 17о и α = 0о. Можно видеть, что в направлении с α = 17о действующие напряжения имеют более высокие значения по сравнению с направлением с α = 0о на всем протяжении пластической зоны перед фронтом надреза. При этом на момент окончания упругого участка кривой деформирования для обоих направлений радиуса вектора напряжения в пластической зоне имеют более высокие значения, чем на момент перехода к ускоренному росту трещины. С учетом такого характера зависимостей σ = f(r) становится понятно, почему трещина развивается в пластической зоне надреза в направлении под углом α = 17о к линии горизонта.

Рис.4. Временные зависимости действующих напряжений перед фронтом надреза в направлении с α=0о

Рис.5. Зависимости σ = f(r) в направлении α = 17о к горизонту в образце сплава В95

Зависимость σ = f (α) построена по 3 точкам и с учетом того, что она является функцией, как угла α, так и КИН, ее характер выявлен приближенно, но в виду плавного характера ее поведения можно ожидать, что это приближение не слишком грубое. Эта зависимость приведена на рис.7 и из нее видно, что она имеет максимум в диапазоне углов 15 - 20о, т.е. в него попадает направление распространение трещины,


73

берущей начало в вершине надреза. Следует отметить, что характер изменения напряжений в азимутальном направлении становится более четко выраженным, зависимость с ростом угла наклона к горизонту становится более крутой. Для проверки полученных результатов с их помощью были определены значения КИН, которые сравнили со значениями КИН, которые были вычислены по стандартной методике для образцов, деформируемых в условиях внецентренного растяжения.

Рис.6. Зависимости σ=f(r) в горизонтальном направлении в образце сплава В95

Рис.7. Азимутальная зависимость действующих напряжений в пластической зоне надреза в образце сплава В95. Коэффициенты интенсивности напряжений по данным фотометрического анализа вычисляли по формуле [6].

(5) Для оценки КИН по формуле механик е разрушения для образца, нагружаемого по схеме внецентренного растяжения в справочнике [7] приведена формула:

(6) где: P - максимальная нагрузка на упругом участке диаграммы растяжения, t - толщина образца, W - базовое расстояние образца, f(α) - коэффициент, определяемый по формуле:


74

f(α)=(2+α)·(0,8072+8?858α-30?23α2+41,088α3-24,15α4+4,951α5)·(1-α)-3/2 (7) где: α = а/W, а - длина трещины от ее вершины до оси приложения нагрузки. В таблице №2 в двух последних строках результаты получены при значениях нагрузки Р = 601,78 и 656,71 кгс, которые соответствуют нагрузкам окончанию упругой стадии нагружения и стадии перехода к стабильному росту трещины. Из таблицы видно, что значения КИН на соответствующих стадиях развития разрушения имеют близкие значения. Результаты расчетов КИН по формулам (5) и (6) приведены в таблице №2. Таблица № 2. Расчетные значения КИН по формулам (5) и (6) № Метод оценки r, мм. KI, МПам1.2

1 1,165 51,32 2 3,495 92,65 3 5,625 125.65 4

ФАСИ По формуле (5)

8,155 183,91 5 2,36 49,12 6

Стандартный По формуле (6) 2,36 114,52

ВЫВОДЫ: 1. Разработан метод оценки локального напряженного состояния в окрестности надреза по данным фотометрического анализа структурных изображений. 2. Разработанный метод оценки анализа напряженного состояния позволяет определить КИН и координатные и азимутальную зависимости действующих напряжений. 3. Оценки КИН, полученные по данным ФАСИ, близки к результатам, полученным по стандартному методу определения КИН на соответствующих стадиях развития разрушения.

Работа выполнена при финансовой поддержке РФФИ (проект 14-08-00417а) Список литературы:

1. Нотт Д.Ф. Основы механики разрушения. М.:Металлургия, 1975. 256 с. 2. Справочник по авиационным материалам, п/p Туманова А.Т. ч.1

М.:Машиностроение. 455 с. 3. Ермишкин В.А., Мурат Д.П., Подбельский В.В. Информационные технологии

фотометрического анализа усталостной повреждаемости материалов. Информационные технологии 2007. №11, С. 65-70.

4. Ермишкин В.А., Мурат Д.П., Подбельский В.В. Система фотометрического анализа структурных изображений и ее применение для исследования материалов в условиях усталости. Приборы и системы. Управление, контроль, диагностика. 2008. №10 С. 38-44.

5. В.А. Астапенко Взаимодействие излучения с атомами и наночастицами. Долгопрудный:Ид Интеллект. 2010. 492 с.

6. Черепанов Г.П. Механика хрупкого разрушения. М.:Наука. 1974. 640 с. 7. Справочник по коэффициентам интенсивности напряжений, п/р Ю. Мураками

М.:Мир. ч.1. 1990. 448 с.



© Иванов А.С., Ермолаев М.М., Руднев С.К.; 2015 г. 75

УДК 621,9 А.С. Иванов, М.М. Ермолаев, С.К. Руднев

МГТУ им. Н.Э. Баумана, г. Москва, Россия Тел.: +7(916)5797862; E-mail: [email protected]

Работа выполнена в рамках гос. задания Минобрнауки по проекту 1403

МЕТОД РАСЧЕТА СОЕДИНЕНИЯ С НАТЯГОМ В ОБЩЕМ СЛУЧАЕ НАГРУЖЕНИЯ

В данной работе предложен метод расчета распределения нагрузки в контактном слое

соединения с натягом, учитывающих действие осевых и радиальных сил, крутящих и изгибающих моментов. Получена взаимосвязь напряжений и смещений контактного слоя.

Ключевые слова: плотность соединения, податливость контактного слоя.

A Ivanov, M Yermolaev, S. Rudnev

METHOD OF CALCULATION CONNECTIONS WITH A TUGHTNESS IN TOTAL EVENT LOADING

The method of calculation of load and deflection distribution in tight joint, loaded by axial and radial forces, torque and blending moments has been proposed. Pliability of parts and contact layer has been obtained. Key words: tight joint, pliability of contact layer.

При необходимости неподвижного соединения деталей типа вал-втулка в

различных отраслях машиностроения широко применяются соединения с натягом. С натягом устанавливают зубчатые колеса, кольца подшипников, роторы встраиваемых электродвигателей, бандажи ведущих колес железнодорожного транспорта, инструмент и оснастку в металлорежущих станках и др. Соединения с натягом могут быть нагружены произвольной системой сил и моментов, действующих как по отдельности, так и совместно. Нагрузка в соединениях с натягом передается через контактный слой, образованный шероховатыми сопрягаемыми поверхностями вала и втулки, поэтому в расчетах соединений с натягом необходимо учитывать специфические механические свойства контактного слоя.

Традиционный [1], [16] расчет соединения с натягом предполагает, что осевые силы и крутящие моменты передаются за счет равномерного распределения касательных напряжений в стыке, не превышающих трение покоя, а изгибающий момент – за счет перераспределения давления в стыке. При этом игнорируются деформации вала, втулки и контактного слоя, приводящие к неравномерному распределению нагрузки по поверхности контакта. Численные эксперименты, проведенные немецкими исследователями [18], показали, что изгибающий момент в соединении с натягом передается в большей степени (порядка 70%) за счет перераспределения касательных напряжений в контактном слое, в меньшей (порядка 30%) – за счет перераспределения давления в контактном слое, что указывает на необходимость уточнения традиционного расчета.

Уточнению расчетов соединений с натягом, передающих крутящий момент и осевые силы, посвящены теоретические и экспериментальные исследования Е.С. Гречищева, А.А. Ильяшенко [3], З.М. Левиной, Д.Н. Решетова [14], В.И. Максака, Б.Ф. Советченко [15], Г.Б. Иосилевича [12], а также наши работы [8], [5]. Соединениям с натягом, нагруженным изгибающим моментом и радиальными силами, посвящены



76

работы В.Л. Бидермана, В.М. Тимонина, М.В. Ярошенко [2], Г.Б. Иосилевича, Ю.В. Лукащук [13], Д.Н. Решетова, Г.А. Хачияна, Л.М. Лейках [17].

Взаимосвязь между напряжением и смещениями в контактном слое нелинейна [14], поэтому уточненный расчет соединения с натягом должен учитывать действие всех возможных нагрузок (крутящего и изгибающих моментов, осевой и радиальных сил) одновременно (т.е. принцип суперпозиции не выполняется). Тем не менее, до настоящего времени модель, учитывающая одновременное действие и взаимное влияние различных нагрузок на распределение напряжений и смещений в контактном слое соединения с натягом, предложена не была. Данная работа представляет собой попытку синтеза подобной модели.

На основании работ Н.Б. Демкина [4], В.В. Измайловым и А.С. Ивановым [10], предложена формула, выражающая взаимосвязь между давлением p и сближением δ в контактном слое при повторных нагружениях, параметры которой известны конструктору на стадии проектирования:

EpRac0 ,

(1)

где c0 – безразмерный параметр, зависящий от вида обработки поверхностей и направления следов обработки, который в случае параллельности следов обработки для контактирующих поверхностей, полученных торцовым точением или строганием равен 115, и во всех остальных случаях, т.е. для контактирующих поверхностей, полученных шлифованием или фрезерованием независимо от направления следов обработки и полученных торцовым точением или строганием в случае непараллельности следов обработки составляет 360; ε = f(Δ – Wmax) – коэффициент влияния масштаба, зависящий от допуска плоскостности Δ, определяемого степенью точности по ГОСТ 24643 – 81 и наибольшим размером контактной поверхности l, а также наибольшей высотой волны Wmax (коэффициент влияния масштаба для соединений размером порядка 50 мм можно принять 1, в остальных случаях следует пользоваться зависимостями, указанными в [7]); E = 2E1E2/(E1 + E2) – приведенный модуль упругости, E1, E2 – модули упругости сопрягаемых деталей; Ra = (Ra1

2 + Ra22)0,5 –

приведенная шероховатость, Ra1, Ra2 – средние арифметические высоты микронеровностей сопрягаемых поверхностей. Отметим, что формула (1) предполагает, что коэффициенты Пуассона материалов сопрягаемых деталей составляют 0,3.

Касательные смещения δτ зависят от касательных напряжений τ в контактном слое линейно:

k , (2) где kτ – коэффициент касательной податливости контактного слоя, который можно считать равным коэффициенту нормальной податливости контактного слоя k, получаемый при линеаризации зависимости (1) в окрестности некоторого давления p:

EpRac

k2

0

(3)

Рассмотрим соединение с натягом (рис. 1), образованное валом с наружным диаметром d, внутренним диаметром d1 и втулкой с наружным диаметром d2, нагруженное некоторой системой сил и моментов (в том числе распределенных по длине соединения). Нагрузка между валом и втулкой передается через контактный слой образованный шероховатыми поверхностями вала и втулки.


77

Рис. 1. Соединение с натягом

Принимаем следующие допущения: 1. Контактный слой деформируется упруго. Такое допущение справедливо для

повторных нагружений. 2. Материал деталей деформируется упруго. 3. В контактном слое не происходит локальных проскальзываний. Такое

допущение справедливо, если в каждой точке контактного слоя выполняется условие τ < pf, где τ – касательное напряжение в данной точке, p –давление в данной точке, f – коэффициент трения.

4. Концентрация напряжений на концах соединения из-за резкого изменения геометрии деталей не учитывается.

5. При изгибе вала и втулки их поперечные сечения сохраняют кольцевую форму, но поворачиваются в горизонтальной и вертикальной плоскостях.

6. Деформации соединения невелики и изменением мест приложения нагрузки можно пренебречь. В частности, не происходит потери устойчивости вала и втулки.

7. После запрессовки давление в каждой точке контактного слоя одинаково, предварительные касательные напряжения в контактном слое отсутствуют.

8. Изменения толщины вала и втулки, обусловленные действием растягивающих (сжимающих) сил незначительны и не влияют на сближение в контактном слое.

9. Материал деталей – сталь, чугун, алюминиевые или медные сплавы, для которых давление в некоторой точке контактного слоя можно считать пропорциональным квадрату сближения в этой точке контактного слоя.

Давление p0 связано с измеренным диаметральным натягом N выражением [11]:

02

2

1

10 2

EC

ECdpN ,

(4)

где первое слагаемое – это формула Ляме, характеризующая диаметральные деформации абсолютно гладких поверхностей, а второе слагаемое – два радиальных сближения δ0 = Ra c0 ε (E p0)0,5 в контактном слое. В выражении обозначено: E1, E2 – модули упругости материалов вала и втулки; E = 2E1E2/(E1 + E2) – приведенный модуль упругости; Ra = (Ra1

2 + Ra22)0,5 – приведенная шероховатость; Ra1, Ra2 – средние

арифметические высоты микронеровностей контактирующих поверхностей вала и втулки;


78

12

1

21

11

1

ddddС ,

22

2

22

21

1

ddddC

коэффициенты вала и втулки; ?1, ?2 – коэффициенты Пуассона материалов вала и втулки.

Введем систему координат: ось z направлена вдоль оси вала с началом на левом краю соединения, оси x, y выходят из центра масс сечения вала, оси x, y и z образуют правую тройку векторов. К этой системе добавим для описания распределения нагрузок и смещений в контактном слое цилиндрическую систему координат (γ, z), в которой ось z совпадает с одноименной в системе координат xyz, а угол γ отсчитывается от вертикальной оси x в сторону положительного направления оси y.

Следующие факторы характеризуют внешние нагрузки, действующие на соединение, и известны к началу расчета: FxΣ(z), FyΣ(z) – радиальные силы по осям x, y, воспринимаемые соединением в целом в z- сечении, Н; FaΣ(z) – осевая сила, воспринимаемая соединением в целом в z-м сечении, Н; MxΣ(z), MyΣ(z) – изгибающие моменты в вертикальной и горизонтальной плоскостях, воспринимаемые соединением в целом в z-м сечении, Н·мм; TΣ(z) – крутящий момент, воспринимаемый соединением в целом в z-м сечении, Н·мм; fx1(z), fx2(z), fy1(z), fy2(z) – распределенные радиальные силы, действующие на валу и втулку по осям x, y, Н/мм; fa1(z), fa2(z) – распределенные осевые силы, действующие на вал и втулку, Н/мм; mx1(z), mx2(z), my1(z), my2(z) – распределенные изгибающие моменты, действующие на вал и втулку в вертикальной и горизонтальной плоскостях, (Н·мм)/мм; t1(z), t2(z) – распределенные крутящие моменты, действующие на вал и втулку, (Н·мм)/мм.

Следующие факторы характеризуют внутренние нагрузки на валу и подлежат определению в каждом z-м сечении: Fx(z), Fy(z) – радиальные силы по осям x, y, воспринимаемые валом, Н; Fa(z) – осевая сила, воспринимаемая валом, Н; Mx(z), My(z) – изгибающие моменты в вертикальной и горизонтальной плоскостях, воспринимаемые валом, Н·мм; T(z) – крутящий момент, воспринимаемый валом, Н·мм;

Согласно формулам (1), (2), давления p, окружные τγ и осевые τz составляющие касательных смещений в контактном слое связаны со сближениями δ и касательными смещениями δτγ, δτz:

),,(1),(5.0

),(),(

);,(),(1),(5.0

),(),(

);,(2

1),(

000

000

0020

zk

zRac

zEpz

zzk

zRac

zEpz

zkRac

Ezp

zzz

(5)

где kτ0 = 0,5Rac0ε/(Ep0)0,5 – коэффициент касательной податливости контактного слоя при давлении p0.


79

Сближение δ и касательные смещения δτγ, δγz в каждой точке контактного слоя зависят от деформаций вала и втулки (рис. 2).

Эти деформации удобно описать шестью функциями: u(z) = u1(z) + u2(z) – прогиб вала относительно втулки по вертикальной оси x, состоящий из прогиба вследствие изгиба в вертикальной плоскости u1 (рис. 2, г) и прогиба вследствие сдвига в вертикальной плоскости u2 (рис. 2, в); v(z) = v1(z) + v2(z) – прогиб вала относительно втулки по горизонтальной оси y, состоящий из прогиба вследствие изгиба в горизонтальной плоскости v1 (рис. 2, г) и прогиба вследствие сдвига в горизонтальной плоскости v2 (рис. 2, в); α(z) – угол поворота поперечных сечений вала относительно втулки вследствие изгиба в горизонтальной плоскости (рис. 2, г); β(z) – угол поворота поперечных сечений вала относительно втулки вследствие изгиба в вертикальной плоскости (рис. 2, г); φ(z) – угол закручивания вала относительно втулки (рис. 2, б); w(z) – растяжение вала относительно втулки на оси вала (рис. 2, а).

а)

б)

в)

г)

Рис. 2. Деформации соединения с натягом а – растяжение (сжатие), б – кручение (шпоночные пазы показаны условно), в – сдвиг, г - изгиб

Сближение в контактном слое δ зависит от прогибов u, v вала относительно втулки и начального сближения от запрессовки δ0. Окружная составляющая касательного смещения в контактном слое δτγ зависит от прогибов u, v вала относительно втулки и угла закручивания φ вала относительно втулки. Осевая составляющая касательного смещения в контактном слое δτz зависит от относительного растяжения (сжатия) волокон вследствие изгиба вала и втулки, а также от удлинения вала w на его оси. Эти зависимости могут быть выражены формулами:

).()sin)(cos)((2

),(

);(2

cos)(sin)(),(

;sin)(cos)(),( 0

zwzzdz

zdzvzuz

zvzuz

z

(6)


80

Следующие коэффициенты характеризуют податливость контактного слоя и самих деталей: kτ0 = 0,5Rac0ε/(Ep0)0,5 – коэффициент податливости контактного слоя после запрессовки, мм3/Н; kEA = (E1A1)-1 + (E2A2)-1 – коэффициент, характеризующий суммарную податливость вала и втулки при растяжении-сжатии, Н-1, где A1 = π(d2– d1

2)/4, A2 = π(d22– d2)/4 –

площади сечений вала и втулки, мм2; kGI = (2G1I1)-1 + (2G2I2)-1 – коэффициент, характеризующий суммарную крутильную податливость вала и втулки, (Н·мм2)-1, где I1 = π(d4 – d1

2)/64, I2 = π(d24 – d2)/64 – моменты

инерции сечений вала и втулки, G1 = E1/2(1 + ?1), G2 = E2/2(1 + ?2) – модули упругости второго рода материалов вала и втулки; kEI = (E1I1)-1 + (E2I2)-1 – коэффициент, характеризующий суммарную изгибную податливость вала и втулки, (Н·мм2)-1; kGA = K1/(G1A1) + K2/(G2A2) – коэффициент, учитывающий суммарную податливость вала и втулки при сдвиге от действия радиальных сил, Н-1, где K1, K2 – коэффициенты, учитывающие неравномерность распределения касательных напряжений в поперечных сечениях вала и втулки; для их определения можно использовать известные зависимости [1].

Добавляя к уравнениям совместности перемещений (5), (6) уравнения равновесия кольцевого элемента вала и уравнения, связывающие деформации вала с нагрузками на валу, после ряда преобразований можно получить систему дифференциальных уравнений, решениями которой будет нахождение функций u(z), v(z), w(z), α(z), β(z), φ(z) на некотором участке 0..L, где функции FxΣ(z), FyΣ(z), FaΣ(z), MxΣ(z), MyΣ(z), T(z) непрерывны:

),()(4

);()()()()(4

)(

;0()()(4

)(

);()()(4

)(

);()()(4

)(8

1

);()()(4

)(8

1

0

3

2

2002

2002

2002

2

00

2

0

3

2

2

00

2

0

3

2

2

zGzkkd

dzd

zGzzuzzvdzwkdk

dzwd

zGzuzdzvkdk

dzd

dzvd

zGzvzdzukdk

dzd

dzud

zGzwzuk

kddzdu

kkz

kd

kk

dzd

zGzwzvk

kddzdv

kkz

kd

kk

dzd

GI

EA

vGA

uGA

EI

GA

EI

GAEI

EI

GA

EI

GAEI

(7)

где Gα(z), Gβ(z) Gu(z), Gv(z), Ga(z), Gφ(z) – функции, зависящие от внешних нагрузок, действующих на соединение:


81

11

1

22

2

11

1

22

2

11

12

22

2

111

12

22

2

)(22

2

2211

1

22

2

)(22

2

2211

1

22

2

2)(

2)()(

;)()(

)(

);()()(

);()()(

;1)()()(

;1)()()(

IGzt

IGztzG

AEzf

AEzf

zG

zfyAG

KzfAG

KzGv

zfAG

KzfAG

KzG

FAG

Kkk

IEIEzm

IEzm

zG

FAG

Kkk

IEIEzm

IEzm

zG

a

y

xxu

zxGA

EIyy

zyGA

EIxx

(8)

Граничные условия системы (7) можно получить в точках zi, где известны нагрузки на валу Mx, My, Fx, Fy, T, Fa (на концах соединения). Шестое уравнений в системе (7) зависит только от угла поворота φ; его можно решить аналитически и исключить из общей системы. Оставшуюся систему из пяти дифференциальных уравнений можно решить численно. В результате решения системы дифференциальных уравнений (7), (8) с граничными условиями (9) определяются функции перемещений вала относительно втулки: u(z), v(z), α(z), β(z), φ(z), w(z). После этого можно определить распределения нагрузок на валу.

Радиальные силы на валу передаются за счет перераспределения давления и окружных составляющих касательных напряжений в контактном слое. Радиальная сила в z-м сечении составляет:

),()()()( zFzFzFzF xyxpxвx (9)

где Fxe – внешняя радиальная сила:

,)()0()(0

111z

xxxв dzzfFzF

(10)

Fxp(z) – радиальная сила, создаваемая перераспределением давления в контактном слое:

,)(2

)(0

110z

xp dzzukdzF

(11)

Fxγ(z) – радиальная сила, создаваемая окружными составляющими касательных напряжений в контактном слое:

.)()(8

)(2

)(0 0

11100

211

0 z z

xy dzzvzk

ddzzukdzF

(12)

Изгибающие моменты на валу передаются за счет перераспределения давления, окружных и осевых составляющих касательных напряжений в контактном слое. Изгибающий момент в z-м сечении составляет:

),()()()()( zMzMzMzMzM yzyypyвy (13)

где Mye(z) – изгибающий момент, создаваемый внешними нагрузками:

,10 0

1111 )()()0()( z z

xвyyyв dzzFdzzmMzM

(14)


82

Myp(z) – изгибающий момент, создаваемый перераспределением давления в контактном слое:

z

xpyp dzzFzM0

11 ,)()(

(15)

Myγ(z) – изгибающий момент, создаваемый окружными составляющими касательных напряжений в контактном слое:

z

xy dzzFzM0

11 ,)()(

(16)

Mxz(z), Myz(z) – изгибающие моменты, создаваемые осевыми составляющими касательных напряжений в контактном слое:

z z

yz dzzwzuk

ddzzkdzM

0 0.111

00

211

0

3)()(

4)(

8)(

(17)

Анализ результатов расчета по формулам (14)..(17) (см. рис. 3) показывает, что перераспределением давления воспринимается от 15 до 30% изгибающего момента, а остальная нагрузка воспринимается окружными и осевыми составляющими касательных напряжений в контактном слое, что подтверждает результаты исследований [18].

Рис.3. Распределение изгибающего момента вала по его длине (сплошные линии − по нашему расчету, пунктир − по расчету Н. Хёслера): суммарного (1); передаваемого касательными напряжениями τz (2); передаваемого перераспределением давления p (3), передаваемого касательными напряжениями τγ (4)

Выводы: 1. Анализ деформированного состояния соединения с натягом можно производить

следующим образом: соединение разделяется на участки так, чтобы сосредоточенные нагрузки были приложены на концах участков. Для каждого участка записывается система уравнений (7), (8). В точках, где известна доля нагрузки, воспринимаемой валом, (в начале и на конце соединения) составляются граничные условия вида (9). Система уравнений решается численно или, в некоторых частных случаях, аналитически. При этом определяются функции: прогиба вала относительно втулки u(z), v(z); поворота сечений вала относительно втулки α(z), β(z); закручивания вала относительно втулки φ(z); растяжения вала относительно втулки w(z).

2. Распределение нагрузок на валу может быть определено по формулам выражений (9)..(17). Распределение сближений и касательных смещений в контактном слое может быть определено по формулам (6). Распределение давлений и касательных напряжений в контактном слое может быть определено по формулам (5).

3. При передаче соединением с натягом изгибающего момента большая доля нагрузки воспринимается окружными и осевыми составляющими касательных напряжений в контактном слое (70...85%).


83

Список литературы: 1. Биргер И.А., Мавлютов Р.Р. Сопротивление материалов. М.: Наука, 1986. с. 2. Бидерман В.Л., Тимонин В.М., Ярошенко М.В. Остаточные деформации в

прессовых соединениях при поперечном изгибе // Вестник машиностроения. 1981, № 10. С. 18 − 20.

3. Гречищев Е.С., Ильяшенко А.А. Соединения с натягом. – М.: Машиностроение, 1981. 247 с.

4. Демкин Н.Б. Контактирование шероховатых поверхностей. – М.: Наука, 1970. 227 с.

5. Иванов А.С. Нормальная, угловая и касательная контактные жесткости плоского стыка // Вестник машиностроения, 2007, № 7. С. 34 – 37.

6. Иванов А.С., Воронцов А.В., Терехин С.А. Расчет соединения с натягом на несдвигаемость с учетом контактной жесткости сопрягаемых поверхностей // Вестник машиностроения, 2003, № 2. С. 19 – 22.

7. Иванов А.С., Ермолаев М.М. Влияние волнистости шероховатых поверхностей на их контактную жесткость // Известия ВУЗов: Машиностроение, 2012. Спец. выпуск. С. 8 − 16.

8. Иванов А.С., Ермолаев М.М. Локальное проскальзывание в соединении с натягом при нагружении крутящим моментом // Вестник машиностроения. 2010, № 6. С. 46 − 50.

9. Иванов А.С., Ермолаев М.М. Работа соединения с натягом при передаче соединением изгибающего момента // Вестник машиностроения, 2009, № 5. С. 45 − 48.

10. Иванов А.С., Измайлов В.В. Расчет контактной деформации при конструировании машин // Трение и смазка в машинах и механизмах, 2006, № 8. С. 3 – 10.

11. Иванов А.С., Попов Б.А. Расчет соединения с натягом с учетом контактной жесткости сопрягаемых поверхностей // Вестник машиностроения, 2005, № 4. С. 31 – 36.

12. Иосилевич Г. Б. Концентрация напряжений и деформаций в деталях машин. – М.: Машиностроение, 1981. 224 с.

13. Иосилевич Г.Б., Лукащук Ю.А. Влияние некоторых конструктивных факторов на распределение напряжений в соединениях с натягом // Вестник машиностроения, 1980, № 4. С. 22 − 23.

14. Левина З.М., Решетов Д.Н. Контактная жесткость машин. – М.: Машиностроение, 1971. 264 с.

15. Максак В.И., Советченко Б.Ф. Расчет смещений в соединениях с натягом при нагружении их крутящим моментом // Машиноведение, 1975, № 5. С. 63 − 68.

16. Решетов Д.Н. Детали машин. М.: Машиностроение, 1989. 496 с. 17. Решетов Д.Н., Хачиян Г.А., Лейках Л.М. Скорость сползания в

циркуляционно-нагруженных соединениях с натягом // Известия ВУЗов: Машиностроение, 1980, № 12. С. 53 − 57.

18. Hausler N. Zum Mechanismus der Biegemomentubertragung in Schrumpfverbindungen // Konstruktion, 1976, 28, N 3. P. 103 − 108.



© Ивченко Т.Г., Петряева И.А.; 2015 г. 84

УДК 621.9: 658.5 Т.Г. Ивченко, канд. техн. наук, доцент, И.А. Петряева, аспирант

Донецкий национальный технический университет, г. Донецк, Украина Тел./Факс: +38 (062) 3050104;E-mail: [email protected]

ИССЛЕДОВАНИЕ ТЕПЛОВЫХ ПОТОКОВ И ТЕМПЕРАТУР РЕЗАНИЯ ПРИ ОБРАБОТКЕ ИНСТРУМЕНТАМИ С ИЗНОСОСТОЙКИМИ ПОКРЫТИЯМИ

Выполнен анализ тепловых потоков и температур в зоне резания при точении инструментами с износостойкими покрытиями. На основании экспериментальных исследований установлены законо-мерности изменения коэффициента усадки стружки, силы и температуры в зоне резания. Теоретиче-ски рассчитаны и экспериментально подтверждены коэффициенты снижения температуры резания для инструментов с различными покрытиями. Ключевые слова: точение, тепловой поток, температура резания, покрытие.

T.G. Ivchenko, I.A. Petryaeva

RESEARCHOF THERMAL STREAMS AND CUTTING TEMPERATURES AT TREATMENT BY TOOLS WITH WEARPROOF COVERAGES The analysis of thermal streams and temperatures in the cutting area at turning by tools with wear proof cover-age is executed. Based on experimental researches conformities to law of change of the chip contraction coeffi-cient, forces and temperatures in the cutting area at the use of wear proof coverage’s are set. The coefficients of decline of cutting temperature are theory calculated and experimentally confirmed for tools with different cover-age’s. Key words: turning, thermal stream, cutting temperatures, coverage.

1. Введение Высокая эффективность использования современных инструментов с износостой-

кими покрытиями зависит от правильного выбора рациональных условий их эксплуа-тации и, прежде всего, от условий их теплового нагружения. В связи с этим, представ-ленная работа, посвященная анализу температур в зоне резания при точении инстру-ментами с износостойкими покрытиями, весьма актуальна.

В настоящее время достаточно хорошо изучены вопросы работоспособности твердосплавных режущих инструментов с износостойкими покрытиями [1, 2]. Значи-тельное внимание в исследованиях уделено экспериментальному изучению влияния покрытий на физические основы процесса резания. Наиболее исследованы закономер-ности стружкообразования, контактные явления в зоне резания, особенности изнаши-вания инструмента с покрытиями [1]. Достаточно много исследований посвящено сравнительному анализу стойкости инструментов с различными покрытиями [2].

Однако, необходимо отметить существенный недостаток исследований теплового состояния зоны резания при обработке инструментами с покрытиями. Имеющиеся све-дения о причинах снижения температуры резания при их использовании весьма проти-воречивы. В ряде случаев причиной уменьшения температуры считается более низкая теплопроводность покрытий в сравнении с твердосплавной основой. Большинство ис-следований объясняют причину снижения температуры уменьшением сил резания и общей тепловой нагрузки на инструмент с покрытием [2, 3]. Теоретические расчеты тепловых потоков и температурных полей в лезвии инструментов с покрытием практи-чески отсутствуют, несмотря на то, что методика таких расчетов достаточно хорошо известна [4, 5, 6].



85

Теоретические расчеты тепловых потоков и температурных полей в лезвии инст-рументов с покрытием практически отсутствуют, несмотря на то, что методика таких расчетов достаточно хорошо известна [4, 5, 6]. Весьма целесообразно дальнейшее раз-витие указанной методики для инструментов с покрытиями, что существенно расширит возможности количественной оценки причин и эффективности снижения температур резания при использовании различных покрытий.

Цель работы – сравнительный анализ закономерностей формирования тепловых потоков и температур в зоне резания при точении инструментами с различными изно-состойкими покрытиями.

2. Основное содержание и результаты работы Для анализа возможностей снижения температуры при обработке инструментами

с покрытием Резниковым А.Н. предложен следующий коэффициент [3]:

pcpm 201 , (1)

где m – толщина покрытия, λр, р – коэффициенты теплопроводности и температуро-проводности инструментального материала; λс - коэффициент теплопроводности по-крытия; - время функционирования источника.

Формула получена при следующей схематизации теплофизической системы: плоский неподвижный непрерывно действующий равномерно распределенный

источник интенсивностью q функционирует в стержне или неограниченном теле. В результате анализа установлено, что после = 10с функционирования источни-

ка теплоты температура снижается всего на 0,7%. При теплофизическом анализе закономерностей формирования тепловых потоков

и температур в лезвии режущего инструмента общепринята следующая схематизация элементов теплофизической системы [3, 4]:

плоский (размеры - длина и ширина bxl) непрерывно действующий равномерно распределенный источник интенсивностью q функционирует в неограниченном клине с углом заострения β в условиях установившегося теплообмена.

Рассматривая условия обработки острозаточенным инструментом (износ по зад-ней поверхности h =0), в которых учитывается действие источника теплоты только на

передней поверхности, формулу (1) можно преобразовать следующим образом:

lMmK cp 1 , (2)

где М – коэффициент, учитывающий распре-деление температур на передней поверхности лезвия инструмента, зависящий от соотноше-ния длины b и ширины l источника теплоты η = b/l: М = (4,88+2,64η0,5lg η)β-0,85.

Графики зависимости коэффициента снижения температуры в зоне резания КΘ от толщины покрытия m для различных условий представлены на рис. 1 (η = 5; l = 1,5). Для

Рис. 1. Зависимость коэффициентов снижения температуры в зоне резания от толщины покрытия


86

сравнения на графике представлен коэффициент снижения температуры , рассчитан-ный по формуле (1). Представленная зависимость (2) позволяет уточнить степень влия-ния покрытий на температуру в лезвии инструмента.

График свидетельствует о том, что в области малых толщин среза изменение тем-пературы весьма незначительно. Однако с увеличением толщины покрытия и снижени-ем коэффициента его теплопроводности коэффициент снижения температуры сущест-венно уменьшается. При расчетах температурных полей в лезвиях инструментов с по-крытиями возникает необходимость учета снижения температуры в соответствии с представленной зависимостью (2).

Однако указанные зависимости (1) и (2) отражают изменение тепловых потоков и температур за счет покрытия внутри лезвия инструмента. Тепловые потоки на поверх-ности лезвия остаются неизменными, а, следовательно, и температуры на передних и задних поверхностях инструмента не должны изменяться.

Наличие износостойкого покрытия со значительно меньшим коэффициентом теп-лопроводности в сравнении с твердосплавной основой изменяет термическое сопро-тивление лезвия инструмента в целом. Эквивалентный коэффициент теплопроводности может быть рассчитан следующим образом:

pc

mm, (2)

где Δ - высота твердосплавной пластинки.

Расчеты свидетельствуют о том, что при традиционных соотношениях толщин пластин и покрытий (более 250), изменение эквивалентного коэффициента теплопро-водности весьма незначительно (в сравнении с коэффициентом теплопроводности твердых сплавов не превышает 0,5%). Этот анализ позволяет пренебречь влиянием теп-лопроводности покрытия на суммарную теплопроводность лезвия инструмента.

Изменение параметров процесса резания при обработке инструментами с покры-тиями изучено на основании экспериментальных исследований. Эксперименты выпол-нялись в следующих условиях: обрабатываемый материал – сталь 45; инстру-ментальный материал – твердый сплав Т15К6; износостойкие покрытия - карбида тита-на TiC и нитрид титана TiN. Геометрические параметры инструмента: главный угол в плане φ = 92о, вспомогательный φ1 = 8о, задний α = 5о, передний γ = 15о, главный на фаске γф = 5о. Режимы резания: глубина резания t = 3мм, подача s =0.3мм/об, диапазон изменения скоростей резания V = 2 – 4м/с.

В результате экспериментальных исследований установлено, что во всем диапа-зоне изменения скоростей резания коэффициент усадки стружки для инструментов с покрытием ниже, чем для инструментов без покрытия. Однако с увеличением скорости эта разница нивелируется и существенным остается только для инструментов с покры-тием нитридом титана TiN. В дальнейших расчетах принимается: коэффициент усадки стружки для инструментов без покрытия и с покрытием карбидом титана TiC k = 2, с покрытием нитридом титана TiN k = 1,9.

Результаты экспериментальных исследований коэффициентов трения при обра-ботке инструментами с покрытиями подтверждают известные представления о законо-мерностях трения в зоне резания. Коэффициенты трения в исследованном диапазоне скоростей резания снижаются при увеличении скорости резания. Коэффициенты тре-


87

ния также снижаются при использовании инструментов с покрытиями. Установлено в результате экспериментов и принято для дальнейших расчетов: коэффициент трения для инструментов без покрытия равен 0,7, с покрытием карбидом титана TiC - 0,6; с покрытием нитридом титана TiN – 0,4.

Вследствие снижения степени пластических деформаций, а также уменьшения коэффициентов трения в зоне резания силы резания также снижаются. Эксперимен-тально установлена зависимость силы резания от глубины резания t и подачи s:

tsKP nz85,01940 , (3)

где Кп – коэффициент снижения силы резания при использовании инструментов с по-крытием: для инструментов с покрытием карбидом титана TiC Кп = 0,95; с покрытием нитридом титана TiN Кп = 0,9.

Расчет плотностей тепловых потоков на передней q1 и задней q2 поверхностях лезвия инструмента в зависимости от основных параметров процесса резания выполня-ется следующим образом [2]:

;214243

2122311

uu

ulhNNhKMKK

hMKhNKKKq

,2

1412 hN

qKKq u (4)

где V

klqKV

qbkcK д

д

Tc

д

дд

11

11 ;

V

hqKV

TqbkcK д

д

Tc

д

uдд

22

21

;

ддc VhKK 23 82,1 ;

uддc lMVklKK 114 3,1 ; λд, λи, ωд, ωи – коэффициенты теплопровод-ности и температуропроводности материа-лов детали и инструмента соответственно; с - коэффициент, учитывающий подогрев слоев металла стружки за один оборот де-тали; Тд – безразмерная функция распреде-ления температур в детали, вызванных те-плотой деформации; b' - коэффициент от-

носительного количества теплоты, уходящего в стружку; l - длина контактной площад-ки в направлении схода стружки l = 2ssinφ[k(1-tg)+sec] ( - передний угол; φ - глав-ный угол в плане); b = t/sinφ - ширина среза; M1, M2, N1, N2 - безразмерные функции, определяющие нагрев площадок на передней и задней поверхностях лезвия инструмен-та: М1,2 = (4,88+2,64η1,2

0,5lg η1,2)β-0,85; N1,2 = (0,04+0,02 η1,20,6lg η1,2)В1,2(h/l): (η1 = b/l, η2 =

Рис. 2. Графики зависимости плотно-сти тепловых потоков на передней q1 и задней q2 поверхностях лезвия ин-струмента от скорости резания V для инструментов с различными покры-

тиями


88

b/h (η1,2>1); β - угол заострения; В1,2(h/l) - специальные функции); q1Т, q2Т - плотности тепловых потоков от сил трения на площадках контакта между стружкой и передней поверхностью лезвия, между задней поверхностью лезвия и деталью:

kblcosPsinPVq NZT 6010 006

1 ; bhFVq T 631062 ,

где PZ0 = Pz – Fтр - разность тангенциальной силы резания и силы трения по задней по-верхности лезвия; PN0= Py – N - разность нормальной составляющей силы резания и нормальной силы на задней поверхности лезвия.

Графики зависимости плотности тепловых потоков на передней q1 и задней q2 по-верхностях лезвия инструмента от скорости резания V для инструментов с различными покрытиями представлены на рис. 2. С увеличением скорости резания тепловые потоки на передней поверхности возрастают. На задней поверхности тепловые потоки убыва-ют, находясь в области отрицательных значений, что свидетельствует о направлении тепловых потоков из инструмента в деталь. Плотности тепловых потоков при наличии износостойкого покрытия уменьшаются. Наименьшее значение они имеют для инстру-ментов с покрытием нитридом титана TiN, которое обеспечивает наименьшие пласти-ческие деформации, коэффициенты трения и силы резания.

Температура резания рассчитывается как средняя температура на передней Θ1 и задней Θ2 поверхностях лезвия инструмента [3]:

иhllNhMhqhNlMlqhlhl 12211121 . (5)

Экспериментальные исследования тем-

пературы в зоне резания осуществлялись с использованием системы AGA «Termovision 680», предназначенной для фиксации инфра-красного излучения в спектральном диапазоне 2 – 5,6мкм. Температура определялась бес-контактным способом. Измеряемая темпера-тура соответствовала максимальной на при-резцовой стороне стружки вблизи границы прекращения ее контакта с передней поверх-ностью пластины. В связи с этим, теоретиче-ский расчет выполнялся не для температуры резания, а для температуры на передней по-верхности лезвия инструмента. Для теорети-ческого расчета температуры использовалась формула:

иNqMq 12111 . (5)

Графики зависимости температуры на передней поверхности лезвия инструмента

от скорости резания V для инструментов с различными покрытиями представлены на рис. 3. С увеличением скорости резания температура на передней поверхности возрас-тает. При наличии износостойкого покрытия температуры уменьшаются. Наименьшее значение они имеют для инструментов с покрытием нитридом титана TiN, которое обеспечивает наименьшие тепловые потоки в зоне резания. Коэффициенты снижения

Рис. 3. Графики зависимости тем-пературы Θ на передней поверхно-сти лезвия инструмента от скоро-сти резания V для инструментов с различными покрытиями (–о– - экспериментальные исследования)


89

температуры в зоне резания составляют для инструментов с покрытиями из карбида ти-тана TiC – 0,95; с покрытиями из нитрида титана TiN – на 0,85, что соответствует уста-новленным закономерностям изменения сил резания и тепловых потоков.

Результаты экспериментальных исследований, как по уровню температур, так и по соотношениям между температурами для инструментов с различными покрытиями, до-статочно хорошо подтверждают теоретические расчеты. Следовательно, представлен-ная методика теоретического расчета тепловых потоков и температур в зоне резания может быть использована и для инструментов с износостойкими покрытиями.

Выводы. Предложен уточненный коэффициент снижения температуры в зоне ре-

зания, учитывающий свойства и толщину покрытия. С использованием этого коэффи-циента проведен анализ возможностей снижения температуры при обработке инстру-ментами с различными покрытиями.

Выполнен сравнительный анализ тепловых потоков и температур в зоне резания при точении инструментами с износостойкими покрытиями. Экспериментально уста-новлены закономерности изменения коэффициента усадки стружки, силы и температу-ры в зоне резания инструментами с износостойкими покрытиями. Теоретически рас-считаны и экспериментально подтверждены коэффициенты снижения температуры ре-зания для инструментов с различными покрытиями: из карбида титана TiC – на 5%, из нитрида титана TiN– на 15%. Разработанная методика может быть использована для любых видов инструментов с износостойкими покрытиями.

Список литературы: 1. Верещака А.С. Режущие инструменты с износостойкими покрытиями / А.С.

Верещака, И.П. Третьяков. – М.; Машиностроение,1989. - С.193. 2. Верещака А.С. Работоспособность режущего инструмента с износостойким по-

крытием / А.С. Верещака. – М.; Машиностроение,1993. - С.368. 3. Резников А.Н. Тепловые процессы в технологических системах / А.Н. Резников,

Л.А. Резников.- М.: Машиностроение, 1990. –288с. 4. Ивченко Т.Г. Исследование общих закономерностей изменения температуры

резания в различных условиях обработки / Т.Г. Ивченко // Наукові праці Донецького національного технічного університету. Серія: Машинобудування і машинознавство. Вип. 6. - Донецьк, ДонНТУ, 2009.- С.49 -55.

5. Ивченко Т.Г. Анализ закономерностей изменения температурного поля режу-щего инструмента в процессе его эксплуатации / Т.Г. Ивченко // Прогрессивные техно-логии и системы машиностроения. Вып. 37. – Донецк: ДонНТУ, 2009.– С.84 - 89.

6. Івченко Т.Г. Визначення температури різання з урахуванням змінності параме-трів стружкоутворення в залежності від умов обробки / Т.Г. Ивченко // Наукові праці Донецького національного технічного університету. Серія: Машинобудування і маши-нознавство. Випуск 1(10). - Донецьк, ДонНТУ, 2013.- С.21-27.



© Лиопо В.А., Овчинников Е.В., Ситкевич Ф.А, . Ситкевич А.Л., Струк В.А.; 2015 г. 90

УДК 620.022 (075.8) В.А. Лиопо, д-р физ.-мат.наук, проф., Е.В. Овчинников канд. техн. наук, доц., Ф.А. Ситкевич асист., А.Л.Ситкевич аспир., В.А.Струк д-р техн. наук, проф.

Гродненский государственный университет им. Янки Купалы, Беларусь Тел./факс. +375(152) 484421, E-mail:[email protected]

СТРУКТУРНЫЕ ТРАНСФОРМАЦИИ СЛОИСТЫХ СИЛИКАТОВ ПРИ

ТЕРМИЧЕСКИХ ВОЗДЕЙСТВИЯХ (НА ПРИМЕРЕ СЛЮД).

Целью работы являлось изучение кристаллоструктурных изменений в слоистых силикатах при нагревании от комнатной температуры до температур их частичного разрушения с определением возникающих при этом фаз. Объектами исследования являлись слюды как типичные представители большой группы слоистых силикатов. Для анализа выбраны диоктаэдрический мусковит и триоктаэдрический флогопит. Основной метод исследования – рентгеновская дифрактометрия. Установлено, что главным фактором изменений в структуре слюд при нагревании является выход молекул примесной воды (150–250 C), и

молекул воды, образованных в октаэдрической сетке по схеме 2

2 2OH OH H O O . Октаэдр преобразуется в гептаэдр, что приводит к искажению тетраэдрической сетки. Возникшее напряжение приведет к растрескиванию кристалла. Переход к конечной структурной фазе проходит при образовании соответствующей промежуточной фазы. Ключевые слова: диоктаэдрический мусковит, триоктаэдрический флогопит, рентгеновская дифрактометрия, структура, слюда.

V.A. Liopo, E.V. Ovchinnikov, A.L.Sitkevich, F.A. Sitkevich, V.A.Struk STRUCTURAL TRANSFORMATION OF THE LAYERED SILICATE AT THERMAL

EFFECT (ON THE EXAMPLE OF MICA The aim of the work was to study the changes in crystal-layered Sealy / katah when heated from room temperature to the temperature of their partial destruction with the definition arising from this phase. The objects of the study were mica as a typical representative of a large group of layered silicates. For the analysis of selected dioctahedral muscovite and phlogopite trioctahedral. The main method of research - X-ray diffraction. It is found that the major factor changes in the structure of mica is heated at the output of the impurity molecules of water (150-250 ? C), and molecules of water formed in the octahedral grid scheme

22 2OH OH H O O . The octahedron is converted into geptaedr, which leads to a distorted tetrahedral

mesh. The tension will lead to cracking of the crystal. The transition to the final phase of structural runs in the formation of the corresponding intermediate phase Keywords: dioctahedral muscovite, trioctahedral phlogopite, x-ray diffraction, structure, mica.

1.Введение. Слоистые силикаты являются самыми распространенными минералами земной

коры. Они в своей основной структурной особенности имеют одинаковые черты, так как состоят из силикат-металл-кислородных тетраэдров и металл-кислородных октаэдров. Слоистые силикаты склонны к изоморфизму, что позволяет использовать их в качестве исходного сырья для получения материалов различного назначения. В настоящее время, как было раньше и, вероятно, будет и впредь, слоистые силикаты являются основным сырьем для создания строительных материалов. Слюды с их способностью расщепляться на гибкие тонкие пластинки с высокой диэлектрической проницаемостью в постоянных электромагнитных полях до настоящего времени.

Последние десятилетия ознаменованы значительными успехами в создании композиционных материалов на основе полимерных матриц. Наполнителями таких материалов зачастую являются представителями природных слоистых силикатов.



91

Технология изготовления композитов требует измельчения исходного минерального сырья для получения наполнителя нужного размера и формы. Частицы слоистых силикатов в большинстве случаев имеют форму микропластины (микрочешуек), что позволяет получать композиционный материал с анизотропией физических свойств. Такие материалы как термопласты должны обладать высокой теплостойкостью, что требует дополнительного исследования вариантов структурных изменений частиц наполнителя. Кроме того, в процессе диспергирования воздействие локальных нагревов может изменить состав частиц наполнителя, что может привести к изменению их свойств по сравнению с исходным макроаналогом.

Целью работы являлось изучение изменений структуры слоистых силикатов при нагревании до температур термического разрушения с образованием новых силикатных соединений. Объектом исследования являлись трехслойные слоистые силикаты, относящиеся к группе слюд. Слюды являются типичными представителями распространенной группы минералов.

Использовались методы рентгеноструктурного и химического анализов. Приводится краткая обобщенная схема изменений структуры указанных слюд до температур ниже их термического разрушения.

2. Основное содержание и результаты работы. Общие свойства структуры слоистых силикатов. Структура кристаллов

слоистых силикатов обязательно включает два основных структурных элемента: октаэдрическую и тетраэдрическую сетки. Октаэдрическая сетка представляет собой два кислородных слоя, положенных друг на друга по правилу плотнейшей упаковки. В октаэдрических пустотах этой упаковки располагаются металлы 2-4х валентных металлов. На эту октаэдрическую сетку наложена сетка атомов кислорода, часть которых отсутствует. Остаются только тетраэдрические пустоты в которых располагаются ионы кремния, часть из которых замещается ионами алюминия или с добавлением трехвалентного железа.

На рисунке 1 приведена аксонометрия сеток для кристаллов слюд.

а) б)

Пояснения: а) – мусковит, б) – флагопит

Рис. 1. Аксонометрия полиэдрических структур Сетки тетраэдров наложены на октаэдрическую сетку так, что кислород является

объединением вершин этих полиэдров. У слюд каждая октаэдрическая сетка находится между двумя тетраэдрическими. Это трехслойный слоистый силикат.

Если тетраэдрическая сетка наложена на октаэдрическую только с одной стороны, то такие силикаты называются двухслойными.


92

Связи между атомами в элементарном блоке имеют выраженный валентный характер с элементами ионных связей. В приделах структурных полиэдров между элементарными слоями находится межслоевой промежуток, в котором распологается межслоевой катион калия, натрия, лития и др. Связь между элементарными слоями в области межслоевого промежутка описывается Ван-дер-Ваальсовскими силами. Именно поэтому слоистые силикаты обладают совершенной спайность. В октаэдрической сетке флогопита размещены ионы магния и все пустоты заполнены. Флогопит – триоктаэдрическая слюда. У мусковита октаэдрический катион – алюминий. В соответствии с принципом электростатической теории ионы алюминия заполняют только две из трех октаэдрических пустоты. Мусковит диоктаэдрическая слюда.

Полиэдрические модели мусковита и флогопита приведены на рисунке 2

а б Пояснения: а – флогопит, б – мусковит

Рис. 2. Полиэдрические модели Обобщенная полиэдрическая схема структуры кристаллов слюд приведена на

рисунке 3.

Рис. 3. Обобщенная полиэдрическая схема структуры слюд.

В таблице 1 в качестве примера приведены основные разновидности слоистых силикатов, которые чаще всего используются для решения различных практических


93

задач, или служат основой для описания свойств различных полимерных разновидностей слоистых силикатов.

Таблица 1. – Название и структурно-химические формулы основных слоистых силикатов.

Название Идеальная химическая формула Пирофиллит 2 4 10 2Al Si O OH

Тальк 3 4 10 2Mg Si O OH

Группа слюд

Мусковит 2 3 10 2KAl AlSi O OH

Парагонит 2 3 10 2NaAl AlSi O OH

Флогопит 3 3 10 2KMg AlSi O OH

Биотит 3 103 2K Mg,Fe AlSi O OH

Лепидолит 2 4 10 2KLi Al Si O F,OH

Циннвальдит 3 10 2KLiFeAl AlSi O F,OH

Группа хрупких слюд

Маргарит 2 2 2 10 2CaAl Al Si O OH

Зейбертит 103 4 2Ca Mg,Al Si,Al O OH

Группа хлорита

Общая формула 106 4 8Mg,Al,Fe Si,Al O OH

Группа вермикулита

Вермикулит 10 23 4 2Mg,Fe,Al Si,Al O OH 4H O

Группа каолинита

Каолинит

Дикит

Накрит

Галлуизит

2 2 5 4Al Si O OH


94

Из таблицы следует, что слоистые силикаты характеризуются высокой степенью

изоморфизма и в их составе имеются группы OH-1. Все эти минералы в качестве структурных элементов включают SiM-O тетраэдры и M-O октаэдры (М – символ катионов). Кроме того у этих кристаллов есть межслоевой промежуток, в котором связи между элементарными слоями ослаблены и в эту область могут входить молекулы воды, которая называется межслоевой водой. Количество этой воды определяет степень гидратации кристалла и влияет на его физические свойства. Идеальные структурные мотивы позволяют устанавливать структурно-химические связи между различными разновидностями (рисунок 4).

Рис. 4. Структура хлорита, проекция на плоскость.

Кроме межслоевой воды в слоистые силикаты может входить, так называемая,

примесная вода, создающая водные линзы, заполняющая поры и трещины. Примесная вода не влияет на структуру кристалла, она оказывает существенное воздействие на его свойства. Степень гидратации может оцениваться по потере веса при прокаливании. В интервале 100–150 С из кристалла выходит примесная вода, что приводит к растрескиванию. Твердые слюды – это слабо гидратированные разновидности.

К слюдам с промежуточной гидротацией относят слюды средней твердости. Межслоевая вода выходит из кристалла в интервале от 150–250 С и для мягких разновидностей в этом температурном интервале может наблюдаться уменьшение базальных межплоскостных расстояний (рисунок 5).

При дальнейшем увеличении температуры начинает изменятся октаэдрическая сетка. Вследствие увеличения температуры происходит реакция образования молекулы воды по схеме: OH-1 + OH-1=> H2O + O-2. При таком процессе октаэдр преобразуется в гептаэдр. Это приводит к искажению в тетраэдрической сетке, увеличивает гофрирование поверхности слоя, полученного основаниями структурных тетраэдров.


95

Рис. 5. Зависимость изменения относительного межплоскрстного расстояния от температуры нагрева флогопитов различной твердости: Т-высокая твердость, С-средняя твердость, Г-низкая твердость.

Изменения в октаэдрической сетке на начальной стадии процесса фиксируется

экспериментально по распределению электронной плотности (рисунок 6). На этом рисунке приведены проекции электронной плотности на плоскость (ху).

В области расположения гидроокисла для 20 С и 800 С. Изменение плотности в этой части структуры подтверждает выход гидроксила из октаэдрического слоя.

20 800, , , 0x y x y x y , т.е. существенно меньше OH . Дальнейшее увеличение температуры увеличивает вероятность разрушения октаэдрической сетки. Это приводит к искажениям тетраэдрической сетки. Кристалл растрескивается, структурный анализ становится невозможным.

Рис. 6. Совмещенная XY-проекция структуры и разностный синтез флогопита.


96

Однако, рентгеновский фазовый анализ позволил установить, что с большой степенью вероятности слюды преобразуются в слоистые силикаты других типов по схеме, приведенной на рисунке 7.

Рис. 7. Схема структурно-химических транзакций слюд при нагревании до разрушения кристаллов

Точечная группа энстатита (Mg2(Si2O6)) Pmmm, параметры ячейки: a = 8,2,

b = 8,86, c = 5,20 (все в o

A ). Структура энстатита представлена на рисунке 8. Энстатит относится к цепочечным силикатам группы пироксенов АВ[Si2O6].

Кристаллохимический тип структуры – бесконечные цепочки из кремнекислородных тетраэдров [SiO4]4–, соединённых через два общих атома кислорода, вытянутые по оси с кристаллов. Элементарное звено цепочки – анионная группа [Si2O6]4–. Цепочки соединяются в непрерывную трёхмерную структуру расположенными зигзагообразно на разных уровнях парами ионов Mg–Mg, находящихся в окружении шести атомов кислорода.

Рис. 8. Структура кристалла энстатита


97

Конечным продуктом термических трансформаций флогопита является форстерит (Mg2SiO4). Точечная группа этого минерала Pmmm, параметры ячейки:

a = 4,76, b = 10,21, c = 5,98 (все в o

A ). Структурная схема форстерита представлена на рисунке 9.

Рис. 9. Структура форстерита

Энстатит является продуктом разрушения флогопита при потери им гидроксилов и калия. Форстерит как минерал вулканического происхождения сформирован из плотно упакованных атомов кислорода в соответствующих позициях которых размещены атомы кремния и магния.

Промежуточными продуктами температурных трансформаций мусковита является кальсилит (калисилит). Его химическая формула K(AlSiO4), параметры

ячейки: a = 5,16, b = 5,16, c = 8,67 (все в o

A ). Структурная схема кальсилита представлена на рисунке 10.

Рис. 10. Структура кальсилита


98

Муллит в основе своей структуры имеет кремнекислородные тетраэдры и алюмокислородные октаэдры, соотношения между которыми меняется от 3(Al2O3)∙(SiO2). Не исключено вхождение Al не только в октаэдры, но и в тетраэдры. Точечная группа Pmmm, общепринятые параметры ячейки: a = 7,58, b = 7,68, c = 2,89

(все в o

A ). Эти значения меняются при различных соотношениях Т : О (тетраэдров и октаэдров). Структурная схема муллита представлена на рисунке 11.

Рис. 11. Структура муллита

Термические разрушения флогопита и мусковита на начальных стадиях дегидратации и дегидроксилации протекают примерно по одинаковой схеме. При температурах разрушения слюдяной структуры начинает играть роль заполнение октаэдрической сетки. В диоктаэдрическом мусковите наличие пустого октаэдра приводит к смещению тетраэдров относительно идеального положения. Негидротированная лунка во флогопите соответствует гексагону (рисунок 12а), тогда как в мусковите – дитригону (рисунок 12б). Следовательно, напряжение в тетраэдрической сетке мусковита больше, чем у флогопита. Поэтому высокотемпературное разрушение мусковита начинается при температуре на 100? С ниже, чем у флогопита. Кроме того, межслоевой ион калия во флогопите расположен в кислородной гексагональной призме, а в мусковите в тригональной призме или в кислородном октаэдре (в зависимости от политипа кристалла). Калий в мусковите связан с кислородами большими по величине силами, чем во флогопите. Поэтому эти атомы присутствуют в промежуточной фазе трансформаций мусковита, но отсутствуют в аналогичной фазе трансформаций флогопита.

Диоктаэдрический мусковит и триоктаэдрический флогопит могут быть использованы в качестве наполнителей-модификаторов полимерных матриц при создании термопластов – термостойких полимерных композиционных материалов.


99

3. Заключение. Слоистые силикаты являются дешевыми и доступными для создания

наполнителей-модификаторов машиностроительных полимерных композиционных материалов. Кроме этого они являются сырьем изготовлении строительных материалов, керамики, они находят применение в электротехнике и др. Зачастую и в процессе предварительной подготовки силикатного сырья и в процессе работы изготовленных на их основе изделий на них оказывают влияние достаточно высокие температурные нагрузки.

Слоистые силикаты объединяют весьма большую группу минералов, которые для всех разновидностей характеризуются высокой склонностью к изоморфизму. Наиболее типичными представителями слоистых силикатов, на наш взгляд, являются слюды. В основе объектов исследования были выбраны триоктаэдрическая (флогопит) и диоктаэдрическая (мусковит) разновидности. Термические изменения структуры этих объектов являются типичными, так как связаны с выходом молекулы воды и разрушениями в октаэдрической сетке, обусловленными дегидроксилацией.

Вода в слюдах может входить в виде примесей, заполняя трещины и пустоты, возникающие вследствие спайности иногда весьма совершенной. Эта вода выходит из кристаллов в температурном интервале 150–250? С. Кроме этих молекул вода может находиться в межслоевом промежутке, влияя на величину базальных межслоевых расстояний d(00l). Эта вода может выходить из кристалла при 350? С < T < 450? С. И в первом, и во втором случае выход молекул воды тем интенсивнее, чем меньше размер кристаллита. При дальнейшем увеличении температуры (Т > (700–800? С)) начинаются разрушения октаэдрического слоя, обусловленные выходом молекулы воды вследствие реакции 2

2 2OH OH H O O . Структурные октаэдры трансформируются в гептаэдры. Это приводит к искажению тетраэдрической сетки. Кристалл растрескивается, возникает определенная промежуточная фаза, которая при дальнейшем увеличении температуры формирует термостойкую конечную фазу.

Список литературы 1. Полимер-силикатные машиностроительные материалы: физико-химия,

технология, применение / В.А. Струк [и др.]; под ред. В.А. Струка, В.Я.Щербы. – Минск: Тэхналогiя, 2007. – 431 с.

2. Брэгг, В. Л. Кристаллическая структура минералов / В. Л. Брэг, Г. Ф. Кларингбулл. – М.: Мир, 1967. – 390 с.

3. Мецик, М. С. Механические свойства кристаллов слюды / М. С. Мецик. - Иркутск : Изд-во Иркут. ун-та, 1988. - 316 с.

4. Белов, Н. В. Очерки по структурной минералогии. / Н. В. Белов. – М.: Недра, 1976 – 344 с.

5. Кузнецова, Г. А., Рентгенографическое изучение структурных превращений мусковита и флогопита при нагревании до 1500 °С / Г. А. Кузнецова, В. М. Калихман, В. А. Лиопо, М. С. Мецик, Б. Н. Шзецов // Рентгенография минерального сырья. – Воронеж: Изд. ВГУ, 1979. – С. 111–116.

Поступила в редколлегию 07.04.2015


© Лиопо В.А., Овчинников Е.В., Возняковский А.П., Ситкевич Ф.А.; 2015 г. 100

УДК 620.022 (075.8) В.А. Лиопо, д-р физ.-мат.наук, проф., Е.В. Овчинников, канд. техн. наук, доц.,

А.П. Возняковский, д-р хим. наук, проф., Ф.А. Ситкевич асист. Гродненский государственный университет им. Янки Купалы, Беларусь

Научно-исследовательский институт синтетического каучука им. С.В.Лебедева, Россия Тел./факс. +375(152) 484421, E-mail:[email protected] Тел./факс. + 7(812) 372-64-90, E-mail: [email protected]

КРИСТАЛЛИЗАЦИЯ КЛАСТЕРНЫХ ЖИДКОСТЕЙ (СТАТИСТИЧЕСКАЯ

МОДЕЛЬ)

Установлена общая схема зависимости степени кластеризации от температуры расплава и потенциала межатомного взаимодействия. Выводы работы могут быть использованы специалистами в области физики конденсированного со-стояния, а так же специалистами, деятельность которых связана с получением материалов с опреде-ленными свойствами. Ключевые слова: кластеры, жидкость, температура расплава, квазикристаллы, морфология

V.A. Liopo, Y.V. Auchynnikau, A.P.Voznyakovsky, F.A. Sitkevich

CRYSTALLIZATION CLUSTER OF LIQUIDS (STATISTICAL MODELS)

A general scheme of the degree of clustering of the melt temperature and interatomic interaction poten-tial. Conclusions of the work may be used by specialists in the field of condensed matter physics, as well as spe-cialists whose activities are related to produce materials with specific properties. Key words: clusters liquid melt temperature quasicrystals morphology

1. Введение. Конденсированные состояния как атомно-молекулярные системы

(АМС), в которых расстояния между атомами соизмеримы с размерами атомов, до не-давнего времени подразделялись на 2 группы: кристаллы и некристаллы. Последние часто называли аморфными веществами. В настоящее время известно гораздо больше АМС. Кристаллы как объекты с трансляционным (регулярным) расположением атомов по всем направлениям. Если регулярность сохраняется во всем объеме атома, то он на-зывается монокристаллом. Если монокристалл диспергирован на достаточно большое число мелких кристаллов, ориентация кристаллографических направлений [uvw] и нормалей к плоскостям (hkl) ориентированы независимо, то такие объекты – поликри-сталлы. Если в поликристаллах [uvw] и нормали к (hkl) имеют преимущественное на-правление, то говорят о текстурах.

Среди некристаллических объектов сейчас известны следующие. Стекла – это АМС затвердевшая без кристаллизации. Если регулярность расположения атомов со-храняется только для одного или двух направлений в пространстве, то говорят об OD – структурах (от order-disorder – порядок-беспорядок). Если АМС в жидкостях соответст-вуют OD – структурам, то говорят о жидких кристаллах, которые подразделяют на не-матические, смектические и холестерические типы. В жидкостях могут возникнуть объединения атомов (молекул) со взаимным упорядочением более высоким, чем в среднем по всему объему объекта. Такие более симметричные области называются кла-стерами (от англ. cluster – гроздь), а соответствующая жидкость (или стекло) называет-ся кластерной системой.

Межатомная взаимоконфигурация в жидкостях отличается от той, что соответ-ствует закристаллизованной фазе. При резком охлаждении (капельная или спиннинго-




101

вая методики) возникают АМС с некристаллографической локальной симметрией и с псевдодальним порядком. Эти вещества получили название квазикристаллов.

При низкотемпературной сублимации углеродных паров возникает новая фаза углерода с молекулами сферического типа, на внешней координационной сфере кото-рых расположены гексагональные и пентагональные углеродные кольца. Эти АМС получили названия фуллеренов. АМС, атомы в которых расположены регу-лярно вдоль прямолинейных ветвящихся ломаных отрезков, получили название фрон-тальных кластеров или фракталов. Если при диспергировании макроразмерных полу-фабрикатов размеры частиц находятся в наноразмерном диапазоне (метод сверху) или выращиванием из раствора, расплава (метод снизу) получена новая фаза АМС, назван-ная наночастицами. Наночастица обладает двумя свойствами. Первое – наличие по-верхности, второе – численное значение параметров физических свойств начинает за-висеть от размера частиц. Не всякий наноразмерный объект можно отнести к наноча-стице. Например, кластеры, квантовые точки, ямы, нити и т. п. наночастицами не явля-ются.

2. Методика исследований. В качестве объекта исследований рассмотрены кластерные объекты: вода, вод-

ные растворы, расплавы различных металлов, термоэластопласты. В качестве модифи-цирующих агентов были взяты ультрадисперсные алмазы, фуллерены, нанотрубки. Концентрация модификатора в композиции составляла от 0,01 масс.% до 0,05 масс.%.

Изучение морфологии полученных композиций из расплава термоэластопласта проводили с применением оптического комплекса на базе инвертированного микро-скопа MDS-5000d. Определение прочностных характеристики модифицированных композиций проводили на приборе ИМП-1К.

3. Основное содержание и результаты работы.

Вода, водные растворы, расплавы различных металлов являются типичными кластер-ными системами. Кластеры не являются устойчивыми системами. Возникший кластер может разрушаться, но при этом в других участках жидкости возникает новый кластер. Для описания кластерных систем рассмотрим следующие параметры. Число атомов в единице объема обозначим N, среднее число атомов в кластере равно m, а число кла-стеров в единице объема равно n. На рисунке 1 приведены примеры микрофотографий металлических и полупроводниковых закристаллизованных пленок. Используя статистическую модель можно рассчитать зависимость степени кластериза-ции (q) от температуры и параметров межатомного взаимодействия. Коэффициент q определяется из условия:

m nqN

(1)

Рассмотрим кластерную жидкость, то есть С VТ Т Т , где ТС, ТV – температуры кри-сталлизации и испарения (кипения) жидкости. Если Е – свободная энергия единицы объема кластерной системы, F – внутренняя энергия, Т – температура объекта, S – эн-тропия системы, то для анализируемой АМС применимо уравнение:

E = F – TS (2) Рассмотрим наиболее, на наш взгляд, сложный параметр – энтропию, которая опреде-ляется условием

S k ln (3)


102

где k – постоянная Больцмана, Ω – общее число состояний системы [5].

а – сферические частицы металлического висмута [1], б – частицы меди [2], в – поро-шок оксида алюминия [3], г – однородные наночастицы серебра [4] Рис. 1. Электронно-микроскопические фотографии Общее число состояний определяется следующим условием:

1 2 3 4 (4) Число состояний ω1 определяет число вариантов размещения N атомов в кластерной системе, равной mn.

m n1 N

N!Сmn ! N mN

(5)

В одном кластере размещается m атомов. Число вариантов таких размещений равно ω2:

m2 mn

mn !C

m! mn m !

(6)

Образовавшиеся n кластеров могут создавать различные конфигурации в объеме (еди-ничном). Число таких состояний

3 nР n! (7) Число вариантов размещения атомов в кластере равно

4 mР m! (8) Условия (5 – 8) подставим в формулу (4):

N! n!N mn ! mn m !

(9)

Следовательно (см. (3)), энтропия равна

N! n!S n lnN mn ! mn m !

(10)

Рассмотрим ln (M!) при условии M >> 1. В этом случае применима формула Стирлинга


103

ln M! M ln M 1 (11) Условие (10) с учетом (11) примет вид:

S k N ln N 1 n ln n 1 N mn ln N mn 1 mn m ln mn m 1 (12) Внутренняя энергия системы определяется суммой кинетических (К) и потенциальных (Р) энергий атомов

F K P (13) Так как кинетическая энергия атома в кластерном расплаве равна 3kT, то:

K 3NkT (14) Потенциальная энергия определяется потенциалом парного взаимодействия между атомами в кластере (Uо), потому что для атомов, находящихся в некластерном состоя-нии кинетическая энергия превышает потенциал взаимодействия. Кроме того, учтем, что потенциал взаимодействия имеет знаки «минус». То есть при использовании моду-ля Uо формула (13) примет вид [6]:

oiF 3NkT mnU2

(15)

Формула (2) с учетом (12 – 15) примет вид:

omnF 3NkT U kT N ln N 1 n ln n 1 N mn ln N mn 1 mn n ln nm n 12

(16)

Введем обозначения для слагаемых, независящих от m, n.

o1A 3NkT, B U , C N ln N 12

. В этом случае формула (3) примет вид:

F A mnB kT C n ln n 1 N mn ln N mn 1 mn n ln mn n 1 (17) При фиксированной температуре равновесие системы достигается вследствие вариации параметров m, n. Следовательно, для равновесного расплава выполняется соотношение (при Т = const)

F T 0n m

(18)

F Bm kT ln n mln N mn m 1 ln mn n 0n

(19)

Так как m >> 1 и m >> ln n, то (19) можно представить в виде

1 B ln N mn ln mn 0kT

(20)

N mn 1 qln N mn ln mn ln lnmn q

где q из (1) определяет степень кластеризации расплава. Тогда условие (20) примет вид

B 1 qlnkT q

(21)

Рассмотрим F m . Из (18), (19) следует

F Bn n ln N mn n ln mn n 0m kT

С учетом (mn – n) = n (m – 1) ≈ mn:

B N mn 1 qln lnkT mn q

(22)

Полученная формула полностью совпадает с выражением (21). Это говорит о непроти-воречивости рассматриваемой статистической модели кластеризации.


104

Итак, связь между степенью кластеризации q, энергией межатомного взаимодействия и температурой расплава имеет вид

o1 q Uexp

q 2kT

(23)

или

o

1qU1 exp2kT

(24)

Из этой формулы следует, что наибольшая степень кластеризации наблюдается при Т близких к ТC, а наименьшее при Т ≈ ТV. Изменения q = q(Т) носят монотонный харак-тер и схемы изменений указанной функции приведена на рисунке 2.

Рис. 2. Схема функции q(T) Из рисунка 2 следует, что эта функция является монотонно убывающей с ростом тем-пературы. В работе [7] на основе несколько иной модели описания потенциала меж-атомного взаимодействия была получена аналогичная зависимость, из которой следо-вало, что q (TV) = 0. Однако кластеры могут существовать не только в расплавах с тем-пературами близкими к точке кипения, но и в газовой среде [8]. Так как в кластерах атомы находятся в состоянии плотнейшей упаковки, причем сте-пень кластеризации уменьшается с ростом температуры, то становится понятным, по-чему можно получить квазикристаллы при резком неполном охлаждении. Кластеризация металлических расплавов, как и других кластерных жидкостей (напри-мер, вода) приводит к возникновению поликристаллических систем. Монокристаллы этих объектов с размерами порядка 10-2 м получить очень трудно [9]. Процессы кластеризации наблюдаются также при введении различного типа низкораз-мерных модификаторов в полимерные материалы, формируемых из растворов. На ри-сунке 3 представлено распределение кластерных систем низкоразмерных модификато-ров в полиуретановых композициях, полученных из растворов.


105

а) б) в)

г) д) е) Рис. 3. Морфология поверхностных слоев полиуретановых образцов, модифицирован-ных низкоразмерными модификаторами: а- СВСНУ 0,05 мас.%, б- 0,05 мас.% фуллерна С60, в-0,01 мас.% ДНА, г-0,05 мас.% ДНА, д-0,02 мас.% НТ, е-0,05 мас.% НТ. Формирование кластерных структур в объеме полимерной композиции получаемой из раствора оказывает существенное влияние на прочностные характеристики (рисунок 4).

Рис. 4. Твердость полиуретановых композиций, модифицированных низкоразмерными модификаторами.


106

4.Заключение. Предложенная статистическая модель расчета изменения степе приведения кластериза-ции (q) может быть использована для анализа любых кластерных жидкостей. Модель позволяет найти максимальное и минимальное значения q, выбрать наиболее опти-мальную температуру расплава для получения объектов методом резкого охлаждения и объясняет, почему при таких методах можно получить квазикристаллические объекты. Список литературы:

1. Основные научные результаты Института химии твердого тела и механохи-мии (ИХТТМ) [Электронный ресурс] // СО РАН. – Режим доступа: http://www.nsc.ru/win/sbras/rep/rep2003/tom1/him/him.html#13. – Дата доступа 10.02.2015.

2. Лернер, М. И. Низкотемпературное спекание электровзрывных нанопорошков [Электронный ресурс] / М.И. Лернер, Г.Г. Савельев, Н.В. Сваровская, А.И. Галанов // Металлические нанопорошки. – Режим доступа: http://www.nanosized-powders.com/technology/publications.php?ELEMENT_ID=348. – Дата доступа: 10.02.2015.

3. Дедов, Н.В. Структура и свойства нанодисперсных порошков оксида алюми-ния, полученных плазмохимическим способом [Электронный ресурс] / Н.В. Дедов, Э.М. Кутявин, А.М. Селиховкин, В.Н. Серенков, Ю.Н. Сенников, И.А. Степанов. // ФГУП «Сибирский химический комбинат» – Режим доступа: http://conf.atomsib.ru/archive/conf2007/section1/18.doc. – Дата доступа: 10.02.2015.

4. Что такое кластерное серебро? [Электронный ресурс] // Все о серебре. – Ре-жим доступа: http://silvery.com.ua/what_is_a_cluster_of_silver.html. – Дата доступа: 10.02.2015.

5. Исихара, А. Статистическая физика / А. Исихара; пер. с. англ. под ред. Д. Н. Зубарева, А. Г. Башкирова. М.: Мир, 1973. – 472 с.

6. Гей, С. Л. Особенности процесса кристаллизации расплавов металлов / С. Л. Гей, В. Г. Сорокин, С. И. Саросек, В. А. Лиопо, В. А. Струк // Веснiк ГрДУ, 2012. – Сер. 6 Тэхнiка.- № 2 (133). – С. 36 – 43

7. Войтович, А. П. Диффузия радиационных дефектов в кристаллах и нанокри-сталлах фторида лития / А. П. Войиович // ФТТ – 2011: Актуальные проблемы физики твердого тела: материалы конф., Минск, 18 – 21 окт. 2011 г. – Минск, 2011. – 15 с.

8. Сидоров Л. Н. Газовые кластеры и фуллерены / Л. Н. Сидоров // Соросовский образовательный журнал, № 3, 1988. – С. 65 – 71

9. Шульце, Г. Металлофизика / Г. Шульце. М.: Мир, 1971. – 503 с.


http://www.nsc.ru/win/sbras/rep/rep2003/tom1/him/him.html#13.

http://www.nanosized-

http://conf.atomsib.ru/archive/conf2007/section1/18.doc.

http://silvery.com.ua/what_is_a_cluster_of_silver.html.


© Маляренко А.Д., 2015 г. 107

УДК 621,9 А.Д. Маляренко, д-р техн. наук

БНТУ, Минск, Беларусь

ТЕХНОЛОГИЧЕСКОЕ ОБЕСПЕЧЕНИЕ ПРЕЦИЗИОННОСТИ ВЫСО-КОТОЧНОЙ ОБРАБОТКИ

В статье изложены основные проблемы оптического производства и достижения заданных

параметров исключительных поверхностей с возможностью регулировать получаемый размер и фор-мы. Так же представлены наиболее перспективные способы управления процессом, позволяющие сни-зить трудозатраты, и, в конечном итоге, создать удобные для технологов-оптиков способы определе-ния режимов обработки.

Ключевые слова: оптика, производство, прецизионность, высокоточная обработка, оптиче-ская деталь.

A.D. Malyarenko

TECHNOLOGICAL SUPPORT PRECISION HIGH PRECISION PROCESSING

This paper outlines the basic problems of the optical output and achieve the desired parameters of surfaces with exceptional ability to control the resulting size and shape. Also presented the most promising control method that can reduce labor costs, and, ultimately, to create a comfortable methods mode processing for technologists-optician .The article deals with a problem of a polishing glass intensification Keywords: optics: manufacturing, precision, high-precision processing of optical components.

Основной проблемой оптического производства на финишных операциях явля-

ется обеспечение прецизионности, то есть стабильного достижения заданных парамет-ров высокоточных поверхностей и возможность эффективного регулирования полу-чаемых размеров и формы. Особенностью финишной обработки поверхностей оптиче-ских деталей является большое число различных взаимосвязанных факторов, влияю-щих на формообразование. Установление влияния этих факторов на процесс термо-управляемой доводки позволит добиться оптимальных режимов обработки, снизить трудозатраты, и, в конечном итоге, создать удобные для технологов-оптиков способы определения режимов обработки. Учитывая, что допустимая величина погрешности формы подобных поверхностей составляет десятые доли световой волны, важно оце-нить влияние каждого из технологических факторов на окончательные результаты об-работки.

Применяемые сегодня в производстве способы управления процессом доводки весьма трудоемки, требуют высокой квалификации и опыта рабочего персонала. Один из путей решения указанных проблем лежит в создании новых, более эффективных способов управления процессом формообразования. Наиболее перспективным спосо-бом представляется обратимая коррекция формы рабочей поверхности притира за счет термической деформации его корпуса при изменении температуры технологической среды. Для доведения указанного способа до практического применения необходимо выявить влияние конструкции притиров на прецизионность термоуправляемой доводки высокоточных поверхностей, что и явилось целью исследований, результаты которых, представлены в данной статье.

Рассматривалось влияние характеристик материала корпуса притира, его формы, сплошности, а также параметров рабочей части (пенополиуретановой подложки) на ха-рактер формообразования обрабатываемой поверхности при изменении термического режима доводки. В процессе исследования осуществлялась обработка выпуклых сфе-


108

рических поверхностей оптических линз из стекла ЛК7. В качестве единицы измерения во всех экспериментах использовались обычные для оптического производства едини-цы интерферометрического контроля – количество интерференционных колец возни-кающих при прохождении света через изделия при наложении на контролируемое из-делие эталонного (N) и отклонение этих колец от идеальной формы (N). Одно интер-ференционное кольцо соответствует изменению контролируемого размера на 0,25 мкм.

Для определения влияния формы корпуса на стабильность получения заданных точностных показателей формы обрабатываемой поверхности при доводке использова-лись притиры, состоящие из корпусов из алюминиевого сплава АЛ2 ГОСТ 1521-76 и полировальных подложек из пенополиуретана ППМ-1-1 ТУ ОП.004 толщиной 1 мм, наклеенной на внутреннюю поверхность корпуса притира. Форма полировальной под-ложки проектировалась в соответствии с рекомендациями [1]. Корпуса отличались формой нерабочей поверхности, т.е. профилем поперечного сечения: расширяющимся, концентрическим и сужающимся от центра к краю.

В результате исследований установлено, что профиль корпуса притира оказыва-ет влияние на стабильность получения заданных точностных показателей. поверхности при изменении температуры технологической среды вследствие различных термоде-формаций корпусов притиров. Притир с увеличивающейся от центра к периферии тол-щиной корпуса (расширяющимся профилем) показал максимальный разброс погрешно-сти по общей (N) и местной (N) ошибке формы (кривая 1 рис.1а) При повышенной частоте вращения нижнего звена (360 об/мин) для инструментов с расширяющимся и с концентрическим профилями (кривые 1 и 2 рис.1б) зависимость образования погреш-ности формы от температуры СОЖ становится линейной, что говорит о предпочти-тельности обработки на высоких скоростях.

Притиры с уменьшающейся от центра к периферии толщиной корпуса (сужающийся

Рис.1 . Зависимость точности обработки N от температуры полировальной сус-пензии при частоте вращения нижнего звена 180 (а) и 360 об/мин. (б) при обра-ботке притиром с различным профилем поперечного сечения корпуса: 1 – расши-ряющимся; 2 - концентрическим; 3 - сужающимся от центра к краю

-9

-8

-7

-6

-5

-4

-3

-2

-116 20 24 28 32 36 40

3

2

1

Т, С

N,ин.к

а)

-9-8-7-6-5-4-3-2-101

16 20 24 28 32 36 40

3

1

2

Т,С

N,ин.к

б)


109

профиль) показывают наиболее стабильную работу и линейную зависимость погреш-ности от температуры (кривые 3 рис.1а, б). Полученные результаты позволяют гово-рить о предпочтительности данной формы корпуса инструмента.

Кроме формы на термическую деформацию притира оказывает влияние матери-ал корпуса инструмента. Для определения этого влияния было проведено исследование, в процессе которого детали обрабатывались инструментами, корпуса которых были из-готовлены из различных материалов: 1). стали 20 ГОСТ 380-71 (температурный коэф-фициент линейного расширения =12,010-6 1/С); 2). бронзы БрОЦС 4-4-4 ГОСТ 5017-74 (=18,110-6 1/С); 3). алюминиевого сплава АЛ2 ГОСТ 1521-76 (=21,110-6 1/С); 4). органического стекла СТ-1 ГОСТ 15809-70 (=7710-6 1/С).

На рисунке 2 представлены результаты зависимости общей погрешности N от температуры технологической среды, где номера кривых соответствуют приведенной нумерации материалов корпусов притиров. Анализ графиков показывает, что чем выше температурный коэффициент линейного расширения используемого материала, тем меньший перепад температур требуется для изменения формы на одно интерференци-онное кольцо. Данное явление можно использовать для настройки притира на размер. Учитывая, что доводка связана с переносом формы инструмента на деталь, а достигае-мые размеры задаются с допусками в десятые и сотые доли микрометра, использование контрпритиров из различных материалов для наладки рабочих инструментов позволяет регулировать достигаемую точность в довольно широком диапазоне с высокой точно-стью.

Рис.2. Зависимость точности обработки N от температуры полировальной суспензии при обработке притиром из: 1- стали; 2 – бронзы; 3 - алюминиевого сплава АЛ2; 4 - ор-ганического стекла СТ-1

Известно, что введение в зону обработки дополнительной энергии способствует увеличению производительности обработки. При использовании притиров с перемен-ной поперечной жесткостью в зоне взаимодействия поверхностей инструмента и детали при обработке возникают дополнительные низкочастотные колебания, интенсифици-рующие процесс[2]. Добиться переменной жесткости притира можно за счет создания продольных разрезов в корпусе инструмента. Для определения оптимального количест-ва таких разрезов было проведено экспериментальное исследование, в процессе кото-рого обрабатывались детали полировальниками с различным количеством радиальных разрезов. При проведении исследований было замечено, что время обработки необхо-димое для снятия матового слоя меньше, если использовать притиры с разрезами рис. 3б, причем на температурах больших 30 С разница во времени обработки достигает 4-


110

5 минут. Данное повышение производительности можно объяснить возникновением дополнительных низкочастотных колебаний притира в процессе обработки из-за не-равномерной радиальной жесткости его корпуса. Это также объясняет нелинейные за-висимости общей погрешности формы обрабатываемых поверхностей от температуры полировальной суспензии при использовании разрезных притиров.

Результаты исследований показывают, что притиры с разрезами могут эффек-тивно применяться для получения оптических поверхностей среднего класса, у кото-рых заданная точность формы составляет N=3..5, N=0,3..0,5 интерференционных кольца.

Рис. 4 Влияние конфигурации в плане (а) и толщины (б) пенополиуретановой полиро-вальной подложки на общую N и местную ΔN погрешность формы оптических по-верхностей при доводке притирами c различной формой полировальных подложек: 1 – полировальная подложка толщиной 1 мм с искривленными каналами СОЖ; 2 – под-ложка толщиной 1 мм с прямыми каналами СОЖ; 3 - полировальная подложка толщи-ной 1 мм с искривленными каналами СОЖ; 4 - полировальная подложка толщиной 0,5 мм с искривленными каналами СОЖ

Для установления влияния на процесс термоуправляемой доводки конфигурации

в плане и толщины пенополиуретановой полировальной подложки использовались притиры сужающегося профиля с подложками различной толщины в виде четырех ле-пестков с прямыми и искривленными каналами СОЖ [3].

В процессе исследований установлено, что в рассматриваемом диапазоне темпе-

ратур технологической среды от 16 до 40 С применение искривленных лепестков по-зволяет снизить общую погрешность формы не менее чем на 3 интерференционных кольца (смотри рис. 4а), а при увеличении толщины полировальной подложки с 0,5 мм до 1 мм местная погрешность (смотри рис. 4б) с повышением температуры полиро-вальной суспензии снижается с 0,5 интерференционного кольца ( при Тп.с =16С) до 0,3 ( при Тп.с 30С).

Выводы. 1. Проведенные исследования позволили установить, что зависимость точности


111

формы оптических деталей, обрабатываемых инструментом с пенополиуретановой подложкой от температуры полировальной суспензии связана с изменением радиуса кривизны полировального инструмента.

2. Отработаны оптимальные для существующего оборудования режимы обра-ботки на операции.

3. Выработаны требования к конструкции обрабатывающего инструмента, включающие геометрические характеристики корпуса притира, рекомендации по вы-бору его материала и требования к полировальной подложке. Геометрические парамет-ры инструмента, обеспечивающего стабильность получения результатов, следующие: - отношение радиуса кривизны обрабатывающей поверхности притира к его диаметру

соответствует 63,0dR ; - отношение толщины в центре к толщине на краю 30 h

h .

4. При использовании притиров, корпус которых выполнен в виде сужающегося профиля, линейность изменения общей погрешности формы от температуры суспензии не нарушается. Коэффициент изменения радиуса кривизны (Крк) обрабатываемой по-верхности при обработке притиром с таким профилем постоянен во всем диапазоне температур и составляет Крк=0,592 мкм/.

5. На процесс термоуправляемой доводки оптических поверхностей существен-ное влияние оказывает материал, из которого изготовлен корпус притира. Чем выше температурный коэффициент линейного расширения используемого материала, тем меньший перепад температур требуется для изменения формы на одно интерференци-онное кольцо.

6. Толщина полировальной подложки также оказывает влияние на процесс тер-моуправляемой доводки. Как показали исследования, данный процесс протекает ста-бильно при использовании притиров с толщиной полировальной подложки в диапазоне 0,8…1 мм. При применении «толстых» (с толщиной более 1 мм) подложек наблюдается искажения линейной зависимости изменения радиуса кривизны обрабатываемой по-верхности от температуры полировальной суспензии. При использовании «тонких» (с толщиной менее 0,5 мм) подложек существенное негативное влияние на стабильность процесса доводки оказывает клеевая прослойка, ведущая к ухудшению рабочих харак-теристик обрабатывающего материала и нарушению процесса доводки.

7. Проектирование формы полировальной подложки с искривленными каналами для выхода полировальной суспензии с учетом гидродинамических явлений в зоне об-работки позволяет повысить прецизионность обработки.

Литература:

1. Маляренко А.Д., Филонов И.П. Технологические основы формообразования оптических поверхностей. – Мн.: ВУЗ-ЮНИТИ БГПА, 2009. – 212 с.

2. Филонов И.П., Маляренко А.Д, Митенков М.В. Исследование возможности интенсификации финишной обработки оптических поверхностей// Прогрессивные тех-нологии и системы машиностроения. Междун. Сб. Научн. Трудов. – Донецк: ДГТУ, 2012, - Вып. 12 – с. 229-233

3. Патент Республики Беларусь BY 5702 C1 МПК В24В 13 /00 Способ обработки сферических поверхностей / И.П. Филонов, А.Д. Маляренко, В.И. Юринок, М.В. Ми-тенков; Белорусский национальный технический университет. - № а19990942; Заявл. 1999.10.18; Зарегистр. 2003.07.22



© Михайлов А.Н., Цыркин А.Т., Петров А.М., Головятинская В.В., Петров М.Г., 2015 112

УДК 621.793.7 А.Н. Михайлов1, д-р техн. наук, проф., А.Т. Цыркин2, канд. техн. наук,

А.М. Петров2, В.В. Головятинская2, М.Г. Петров2 1 Донецкий национальный технический университет, г. Донецк, Украина

2 Луганский филиал кафедры технологии машиностроения ДонНТУ, г. Луганск, Украина

Тел./Факс: +38 (062) 3050104; E-mail: [email protected]

ПОРОШКИ ДЛЯ ДЕТОНАЦИОННОГО НАПЫЛЕНИЯ ИЗ ОТХОДОВ ПРОИЗВОДСТВА

Изучены вопросы корректирования технологии изготовления порошков для детонационного

напыления из отходов производства в зависимости от характеристики пластичности и гранулометрического состава порошков. Исследованы детонационные покрытия, нанесенные из полученных порошков. Установлена возможность использования для детонационного напыления порошков большего фракционного состава в зависимости от пластичности порошкового материала.

Ключевые слова: стружка, шлифовальный шлам, шлак, порошок, детонационное напыление, покрытие.

A. Mikhaylov, A. Tsirkin, А. Petrov, V. Holovyatinskaya, М. Petrov

POWDER FOR DETONATION SPUTTERING FROM INDUSTRIAL WASTE

It was researched the questions of correction of powder technology production for detonation sputtering from industrial waste depending on plasticity characteristic and powder granulometric composition. It was researched detonation coatings, which were covered from gotten powders. It was established the opportunity of major factional composition usage for detonation sputtering depending on powder material plasticity Key words: corrugated slices, polishing sludge, slag, powder, detonation sputtering, covering.

1. Введение Использование детонационных покрытий обеспечивает экономию сырья и

материалов при изготовлении деталей машин и агрегатов, увеличивает их ресурс и надежность работы. Детонационное напыление не только обеспечивает повышение эксплуатационных характеристик обрабатываемых деталей, но также дает возможность формирования на поверхности деталей функционально-ориентированных детонационных покрытий, обладающих более качественными эксплутационными характеристиками поверхностного слоя по отношению к детонационным покрытиям с однородными физико-химическими данными поверхностного слоя [1]. Взаимосогласованные по расположению участки функционально-ориентированного детонационного покрытия различаются химическим составом, числом и толщиной, типом переходной зоны, технологическими приемами и механизмом формообразования единичных слоев покрытия. Изготовление деталей с функционально-ориентированными детонационными покрытиями также обеспечивает рациональное использование дорогостоящих порошков, что снижает себестоимость этих деталей.

С развитием метода детонационного напыления возросла потребность в расширении номенклатуры используемых порошков. Однако порошки, полученные



113

способами традиционной металлургии, достаточно часто имеют физико-механические свойства, не удовлетворяющие требованиям технологии детонационного напыления. Это объясняется технологическими особенностями процесса получения порошков для детонационного напыления в массовом производстве, предопределяющих их высокую себестоимость.

Важными факторами получения качественных детонационных покрытий являются характеристики дисперсности порошкового материала, парусность частиц, зависящая от их формы, однородность гранулометрического состава, способность к пластической деформации и т.д.

Известно, что для получения качественного покрытия необходимо использовать порошки с размерами частиц менее 50 мкм и минимальным разбросом размеров [2]. Серийно выпускаемые порошки имеют сложный гранулометрический состав. Например, выпускаемый промышленностью медный электролитический порошок (ГОСТ 4960-2009) содержит частицы с размерами менее 100 мкм, причем менее 45 мкм – 10?25%. Повышению технико-экономических показателей эффективности детонационного напыления, расширению областей его применения можно способствовать получением порошков из мелкодисперсных промышленных отходов, включая, стружку, шлифовальные шламы и шлаки. Технология получения порошковых материалов из отходов позволяет снизить себестоимость изготовления порошка и варьировать их свойства в широких пределах. Такие порошки могут иметь более широкий спектр физико-механических характеристик, включая оптимизацию химического и гранулометрического состава, а также формы частиц порошка в процессе его изготовления. Важным аспектом, обеспечивающим высокую технико-экономическую целесообразность изготовления порошков из отходов производства, является возможность организации их производства на небольших предприятиях в местах образования отходов с учетом корреляции химико-физических и технологических требований к конечной продукции.

2. Состояние вопроса и постановка проблемы Анализ литературных и патентных источников, посвящённых проблеме

получения порошков для детонационного напыления из отходов, показал, что работы в этом направлении ведутся крайне не достаточно. Известна работа, в которой рассмотрена возможность и целесообразность применения отходов в качестве порошков для газотермического напыления покрытий (ГТН), приведены сведения о мелкодисперсных отходах различных производств, показаны возможные варианты получения порошков для ГТН из отходов никелевого сплава ЭИ437 [3]. С участием авторов данной публикации выполнен ряд исследований по разработке технологии получения порошков из отходов производства для детонационного напыления [4-6].

Выбор технологических процессов определялся видом отходов производства и свойствами основного материала, содержащегося в них. Отходы производства, применяемые для изготовления порошков, можно разделить на группы в зависимости от характеристик их пластичности. К первой группе относятся высокопластичные металлы (Cu, А1, Ti, Fе, Mo) и их сплавы (бронзы, латуни, А1-Сu -Fе, Ni-Аl), а также


114

полимеры. Во вторую группу можно включить пластичные материалы – легированные стали и чугуны. Третью группу составляют непластичные материалы, имеющие высокую твердость и температуру плавления (твердые сплавы, оксиды и смеси на их основе).

Цель данной работы – выявление влияния на качество детонационных покрытий фракционного состава порошка в зависимости от пластичности порошкового материала для корректирования технологии изготовления порошков для детонационного напыления из отходов производства.

3. Результаты выполненных исследований В качестве представителей вышеперечисленных групп отходов производства

при изготовлении порошка для детонационного напыления использованы: первая группа – стружка бронзы БрАЖ9-4, вторая группа – шлифовальный шлам чугуна прокатных валков, третья группа – шлак плавки вторичного алюминия. Порошок напыляли на детонационно-газовой установке DEPLA-4 филиала кафедры технологии машиностроения Донецкого национального технического университета. Порошковые питатели и насадки ствола сменные. Диаметры ствола и сменных насадок составляли 20 мм. Методом, который описан в работе [7], определена прочность детонационного покрытия. Покрытие наносили на кольцевые заготовки из стали 20 с размерами d = 30 мм, h = 40 мм. Толщина наносимого слоя порядка 2 мм. Режимы напыления покрытий, включая дистанцию напыления, подбирались исходя из ранее полученных параметров технологического процесса детонационного напыления, достаточных для формирования покрытия из соответствующих порошков. При проведении экспериментов задача отработки максимально результативных параметров режима нанесения покрытия не ставилась.

Первая группа. Порошок бронзы получали из стружки БрАЖ9-4, имевшей форму вьюнообразную (средние размеры 8?50 мм) и сыпучую (средние размеры 1?3 мм). Технология переработки состояла из операций: предварительное дробление в шаровой мельнице; измельчение в ножевой дробилке; рассеивание на фракции с размерами частиц от 0,063 до 0,050 мм и менее 0,050 мм; отжиг в среде газа, полученного газификацией твердого топлива, для снятия наклепа и восстановления оксидов. Длина ствола установки устанавливалась в 1200 мм. Глубина загрузки для обеих фракций порошка – 800 мм, дистанция напыления 170 мм. Визуальный контроль внешнего вида образцов показал отсутствие внешних дефектов – сколов, вздутий, отслоений, трещин, раковин. Механическим соскобом было установлено, что покрытие имеет хорошее сцепление с основой. Некоторые результаты исследования свойств порошка, полученного из стружки бронзы БрАЖ9-4, и детонационного покрытия из этого порошка приведены в табл. 1.

Вторая группа. Отходы шлифования отбеленного слоя чугунных прокатных валков производства Лутугинского научно-производственного валкового комбината. Технологический процесс переработки шламов в порошки, состоял из следующих операций: 1) сушка шлама при температуре 700?800оС в течение 2 часов; 2) измельчение высушенного шлама в аттриторе; 3) воздушная очистка шламов от


115

пылевидных фракций; 4) магнитная сепарация шлама для удаления абразивных частиц; 5) размагничивание чугунного порошка; 6) рассев чугунного порошка на комплекте вибросит на две фракции с размерами частиц от 0,063 до 0,050 мм и менее 0,050 мм.

Таблица 1. Физико-технологические свойства порошка из стружки бронзы БрАЖ9-4

Фракция, мм Плотность

покрытия, г/см3

Насыпная плотность,

г/см3

Форма частиц Прочность покрытия,

МПа

- 0,063 + 0,050 6,91 2,11 Осколочная и округлая 272

- 0,050 6,95 2,17 Округлая и осколочная 279

Как показали исследования, частицы порошка дисперсностью менее 0,050 мм

имеют форму микропластин и микростружек, а металлические частицы порошка с размерами частиц от 0,063 до 0,050 мм – осколочную форму. Известно, что скорость напыляемых частиц порошка при детонационном напылении, наряду с другими факторами, зависит от формы частиц порошка [1]. Поэтому можно предположить, что порошок с частицами дисперсностью менее 0,050 мм обеспечит получение более качественного покрытия, чем порошок с размерами частиц от 0,063 до 0,050 мм. Общая длина ствола с насадкой устанавливалась в 1400 мм. Глубина загрузки в процессе напыления обеих фракций порошка – 1000 мм, дистанция напыления – 150 мм. Изучение результатов напыления чугунного порошка проводилось тождественно изучению результатов напыления порошка из стружки бронзы БрАЖ9-4, в том числе по внешним признакам соответствовало им. Результаты исследования свойств порошка, полученного из отходов шлифования отбеленного слоя чугунных прокатных валков, и детонационного покрытия из этого порошка приведены в табл. 2.

Таблица 2. Физико-технологические свойства порошка из отходов шлифования отбеленного слоя чугунных прокатных валков




г/см3


МПа - 0,063 + 0,050 5,82 1,70 Осколочная 92

- 0,050 6,92 1,50 Пластинчатая и стружковая 115

Третья группа. Шлак плавки вторичного алюминия. Для получения порошка

был использован шлак, образующийся при переработке алюминиевых сплавов. Шлак сначала перерабатывали в шаровой мельнице и окончательно измельчали в аттриторе с последующим отсевом двух фракций с размерами частиц от 0,050 до 0,020 мм и менее


116

0,020 мм. Полученные фракции подвергали магнитной сепарации и последующей термической обработке при рабочей температуре 1200оС в течение 45 мин. Шлак сушили и просеивали через сито. После обжига шлак проходил повторную обработку в шаровой мельнице и аттриторе, так как при обжиге на поверхности шлака образуются спеченные конгломераты, подвергающиеся последующему дроблению. Общая длина ствола с насадкой устанавливалась в 1800 мм. Глубина загрузки при напылении обеих фракций порошка – 1400 мм, дистанция напыления – 130 мм. Изучение результатов напыления порошка из шлака плавки вторичного алюминия проводилось тождественно изучению результатов напыления порошка из стружки бронзы БрАЖ9-4, в том числе по внешним признакам соответствовало им. Результаты исследования свойств порошка, полученного из шлака плавки вторичного алюминия, и детонационного покрытия из этого порошка приведены в табл. 3.

Таблица 3. Физико-технологические свойства порошка из шлака плавки вторичного алюминия




г/см3


МПа

- 0,050 + 0,020 3,75 0,69 Округлая и осколочная 35

- 0,020 3,89 0,77 Пластинчатая 58

4. Выводы Проведенные исследования выявили влияния на качество детонационных

покрытий фракционного состава порошка в зависимости от пластичности порошкового материала. При детонационном напылении порошков, выполненных из порошкового материала, обладающего более высокой пластичностью, возможно использование порошкового материала с большими фракционными размерами без существенного влияния на качество формируемых покрытий. Полученные данные позволяют планировать корректирование технологии изготовления порошков для детонационного напыления из отходов производства. Например, при изготовлении порошка из отходов производства, относящихся к одной группе материалов, представляется целесообразным использование компонентного состава исходного сырья. В составе такого сырья предпочтителен один или несколько компонентов материала с более высокой пластичностью. Изготовление порошка с большими фракционными размерами позволяет уменьшить временные и энергетические затраты производства при изготовлении порошков для детонационного напыления из отходов производства, что, в свою очередь, снижает себестоимость этих порошков. Кроме того, при детонационном напылении порошка большего фракционного размера повышается коэффициент его использования за счет снижения объема материала, который испаряется во время нагрева продуктами детонации.


117

Полученная информация также может быть учтена при отработке технологии нанесения функционально-ориентированных детонационных покрытий. Например, при формировании взаиморасположенных и сочлененных участков покрытия для уменьшения внутренних напряжений в покрытии, возникающих при его эксплуатационном нагреве, целесообразно использовать пористость отдельных слоев детонационного покрытия, связанную с фракционными размерами напыляемого порошка.

Список литературы: 1. Михайлов А.Н., Петров А.М., Головятинская В.В., Петров М.Г. Исследование

особенностей функционально-ориентированных детонационно-газовых покрытий. Прогрессивные технологии и системы машиностроения. – Международный сб. научных трудов. – Донецк: ДонНТУ, 2013. Вып. 1, 2 (45). – С. 181-186. ISSN 2073-3216.

2. Бартенев С.С., Федько Ю.П., Григоров А.И. Детонационные покрытия в машиностроении. – Л.: Машиностроение, 1982. – 216 с.

3. Борисов Ю.С. Порошки для газотермического напыления из отходов металлообработки: основы производства и перспективы применения / Ю.С. Борисов, В.В. Кудинов. // Порошковая металлургия. – 1989. – №10. – С. 25-30.

4. Михайлов А.Н., Петров М.Г., Головятинская В.В., Белошапка Д.В. Получение порошков для детонационно-газового нанесения покрытий из отходов производства. Прогрессивные технологии и системы машиностроения. – Международный сб. научных трудов. – Донецк: ДонНТУ, 2012. Вып. 1, 2 (44). – С. 160-165. ISSN 2073-3216.

5. Михайлов А.Н., Петров М.Г., Шевченко А.В., Цыркин А.Т., Головятинская В.В. Порошки из отходов шлифования белого чугуна. Стратегия сбалансированного использования экономического, технологического и ресурсного потенциала страны. – Международный сб. научных трудов. – Тернополь: Крок, 2015. – С. 71-76. ISBN 978-617-692-281-0.

6. Цыркин А.Т., Михайлов А.Н., Петров М.Г., Головятинская В.В. Получение порошка из шлака плавки вторичных алюминиевых сплавов для детонационного напыления. Прогрессивные технологии и системы машиностроения. – Международный сб. научных трудов. – Донецк: ДонНТУ, 2014. Вып. 3 (49). – С. 216-221. ISSN 2073-3216.

7. Шевченко А.В., Михайлов А.Н., Цыркин А.Т., Петров М.Г. / Методика определения прочности детонационных покрытий, нанесенных на цилиндрические поверхности. Машиностроение и техносфера XXI века. // Сборник трудов ХХ международной научно-технической конференции в г. Севастополе 16-21 сентября 2013 г. В 3-х томах. – Донецк: ДонНТУ, 2013. Т. 3. – С. 153-157. ISSN 2079-2670.



© МИХАЙЛОВ А.Н., МАТВИЕНКО С.А., ЛУКИЧЕВ А.В.; 2015 Г.

118

УДК 621.9 А.Н. Михайлов, д-р техн. наук, проф., С.А. Матвиенко, А.В. Лукичев

ДонНТУ, ДААТ, г. Донецк, ДНР Тел. +38 (050) 9121721; E-mail:[email protected]

ТЕХНОЛОГИЧЕСКОЕ ОБЕСПЕЧЕНИЕ ЗВУКОРЕЗОНАНСНОЙ

ОТДЕЛОЧНОЙ ОБРАБОТКИ В КВАЗИУПРУГОЙ СРЕДЕ

В статье рассматривается изменение основных трибологических характеристик и пары

трения поверхности, их исправление звукорезонансным колебанием в упругой среде. Анализ процесса зависимых параметров производственных процессов и действий, системы, диаграммы. Демонстрируются результаты проведенных испытаний механической обработки деталей машин. Вопрос о сокращении времени износа, обкатки и формирования шероховатости поверхности до предела приближается к равновесию.

Ключевые слова: технология, колебание, структура поверхности, износ, шероховатости, трибология

A. Mikhailov, S. Matvienko, V. Lukichev

TECHNOLOGICAL MAINTENANCE OF SOUND RESONANT FINISHING IN

QUASIELASTIC ENVIRONMENT The change of basic tribological characteristic of skin of work surface of friction pair by their sound vibromechanical oscillation treatment in elastic medium is considered in the article. The process-dependent parameters of production process and action chart of system are analysed. The results of conducted test machining of machine parts are demonstrated. The question of reducing of wear and running-in time and the formation of surface roughness to the limit approximate to equilibrium. Key words: technology, oscillation, structure of surface, wear, roughness, tribology.

Постановка проблемы. Отказы деталей машин, на сегодняшний день в

основном связаны с износом рабочих поверхностей деталей, который напрямую зависит от качества поверхности, в том числе от микроструктуры и микропрофиля поверхностного слоя (ПС). Пути решения данной проблемы связаны с технологией финишной отделочно-упрочняющей обработки деталей. По показателю «износостойкость» ресурс свойств исходных материалов и известных применяемых технологий ограничен. Современные технологии требуют сложного оборудования и больших энергетических затрат. Для обеспечения заданного свойства ПС детали необходимо обеспечить характеристики поверхности, которые непосредственно влияют на необходимые свойства, а именно равновесную шероховатость, являющуюся функционально ориентированным показателем, свойственным эксплуатационным свойствам рассматриваемого узла трения.

Анализ последних исследований и публикаций. Вибрационной обработке в различных средах посвящены работы А.П. Бабичева, В.И. Бутенко, А.Н. Михайлова, А.Г. Суслова, Л.Г. Одинцова, В.Ф. Безъязычного, А.А. Маталина, С.В.Ковалевского, И.О. Кудашевой, В.В. Иванова [1-3].

Основное влияние на износостойкость деталей оказывают как качество материала детали и качество рабочей поверхности детали, так и технологические принципы обработки. Износ поверхностей зависит от времени приработки, начального износа ПС и комплексных параметров ПС (шероховатость, остаточные напряжения, макроотклонения, физикомеханических свойств и структуры ПС, параметры волнистости, формообразующая механическая обработка и ОУО). Алгоритм



119

управления износостойкостью заключается в определении условий работы пары трения выбора технологии финишной обработки и установлении режимов технологического процесса, обеспечивающих получение требуемых значений параметров детали. Для повышения износостойкости трущихся деталей путем уменьшения первичного износа целесообразно создавать поверхности скольжения, шероховатость которых соответствует шероховатости поверхностей приработанных деталей. Если оптимальную для данных условий трения высоту неровностей удается создать в процессе механической обработки, то в процессе износа она практически не изменяется, а время приработки и износ окажется наименьшим. На износостойкость влияют все виды виброобработки - отделочная, упрочняющая, отделочно-упрочняющая. Анализ работ показал широкие возможности вибрационной отделочной обработки в области улучшения эксплуатационных качеств рабочих поверхностей деталей, которые еще расширяются с применением квазиупругих сред. Использование вибрационных воздействий позволяет усовершенствовать существующие и создавать новые технологические процессы ОУО [1].

Цель исследований: Технологическое обеспечение эксплуатационного качества поверхности деталей пар трения на основе разработки энерго и ресурсосберегающего способа звукорезонансной отделочной обработки в квазиупругой среде (ЗРООКУС).

Основная часть. Поставленная задача решалась основываясь на предположении что поверхность заготовки с исходными параметрами качества поверхности при взаимодействии с упругой (квазиупругой) рабочей средой подвергается изменениям, наиболее эффективно выраженным при достижении резонанса. Была выдвинута гипотеза: при резонансной обработке деталей в упругой (квазиупругой) среде достигается качество рабочей поверхности детали повышающее её долговечность. Обработка в условиях квазиупругой среды влияет на параметры микропрофиля поверхности и в первую очередь уменьшает разновысотность. Направления снижения энергоёмкости УЗ обработки - вибробработка в резонансном режиме; применение колебательных систем (КС) на основе пьезоэлектрических материалов; применение ультразвуковых КС с высоким КПД на основе использования новых конструктивных схем преобразователей, концентраторов, рабочих инструментов и материалов для их изготовления; расчет концентраторов для конкретных групп деталей.

Авторами разработана технология звукорезонансной отделочной вибрационной обработки в упругих средах [4,7]. Создана экспериментальная установка для реализации предложенного способа, позволяющая генерировать импульсы большой мощности и реализовывать обработку в условиях резонанса. [5,6]

Взаимодействие поверхности детали с окружающей средой изменяет параметры ПС. Напряжения на ПС возникающие при колебаниях усиливаются за счет силы сопротивления прилегающего слоя среды. Силы вязкого трения достаточно для изменения параметров шероховатости Для отделочной пластической деформации достаточно квазиупругой среды без наполнителя. Результат ЗРООКУС - создание совокупности геометрических и физикомеханических свойств ПС, обеспечивающих рациональную износостойкость. Параметры качества поверхности, влияющие на износостойкость, достигаются при механической и отделочной обработке. В процессе колебаний детали возникают напряжения в ПС усиливаемые за счет сопротивления оказываемого квазиупругой средой.


120

Рис.1. Структурная схема управления процессом ЗРООКУС

На первом этапе с целью сокращения продолжительности экспериментальных исследований и снижение затрат на их реализацию для выбора наиболее приемлемой формы уравнения регрессии были построены графики изменения параметров обработки с временем при фиксированном начальном значении. Это позволило определить, что уравнение регрессии первого порядка не может дать удовлетворительное математического описания, и необходимо перейти к планированию второго порядка, чтобы учесть оценки квадратичных эффектов факторов и построить адекватную математическую модель. На втором этапе в результате обработки экспериментальных данных, с помощью корреляционно- регрессионного анализа были получены уравнения регрессии, которые характеризуют зависимости параметров качества поверхности от времени обработки.


121

Статистическая обработка экспериментальных данных состояла в вычислении оценок регрессионных коэффициентов за методом наименьших квадратов, проверке их значимости, оценке воспроизводимости экспериментов и установлении адекватности полученного регрессионного уравнения. При этом использовали статистические критерии Кохрена, Стьюдента и Фишера ( при доверительной вероятности 95%).

В связи со сложностью расчета принято решение разработки теоретических уравнений на базе экспериментальных данных.

Для проверки гипотезы №2 и разработки системы регрессионных уравнений раскрывающих закономерность Ra от Raисх и времени обработки применяется однофакторный дисперсионный анализ Уравнение регрессии, которые адекватно описывают зависимости параметров обработки от времени обработки имеют вид для разных типов образцов:

Для пластины 0 00,776* 0,020* 0,010* *a a aR R t R t

0 0 0 20,827* 0,007* 0,009* * 0,00004* *m m m mS S t S t S t 0 0 0 21,439* 0,101* 0,086* * 0,002* *v v v vR R t R t R t

Для цилиндрического образца

0 2 01,255* 0,042* 0,004* 0,038* *a a aR R t t R t 0 0 0 22,420* 0,010* 0,292* * 0,010* *sm sm sm smR R t R t R t 0 0 0 21,152* 0,167* 0,098* * 0,003* *p p p pR R t R t R t 0 0 0 21,994* 0,085* 0,221* * 0,009* *v v v vR R t R t R t

0 0 020% 1,067* 20% 0,161* 0,055* 20% *p p pt t t t t 0 0 0 250% 2,145* 50% 0,976* 0,182* 50% * 0,005* 50% *p p p pt t t t t t t

Таким образом, в результате теоретических исследований получены формулы

для нахождения основных параметров ЗРООКУС на основе коэффициентов перекрытия и обработанности и определены области значений этих коэффициентов, позволяющие назначать режимы обработки, обеспечивающие высокую износостойкость поверхности

Алгоритм расчета технологического обеспечения разработан в программе

ANSYS 13. Для стали 45 уравнение движения в матричной форме выглядит так:

FUKUCUM ,

На узлы концентратора действует нагрузка

),2sin(0 tfuu мкмu 30 , Hzf 9000700 .


122

Зависимость резонансной частоты от толщины при a=25e-3,

b=120e-3

3973,93574,4

3278,8 3044,7

0

1000

2000

3000

4000

5000

0 1 2 3 4 5

с

f Ряд1

Зависимость резонансной частоты от толщины при a=30e -3, b=120e-3

3,38E+033026,4 2762,9 2557,9

0,00E+005,00E+021,00E+031,50E+032,00E+032,50E+033,00E+033,50E+034,00E+03

0 1 2 3 4 5

c

f Ряд1

Зависимость резонансной частоты от длины при a=25e-3, c=60e-3

3044,7

2994,6

2947,22940296029803000302030403060

0,00E+00

5,00E-02 1,00E-01 1,50E-01 2,00E-01 2,50E-01

b

f Ряд1

Рис.2. Зависимость резонансной частоты продольных колебаний акустического концентратора от его геометрических параметров.

а) б) в) г) Рис.3. Результаты расчёта в программе ANSYS 13: а) зависимость амплитуды продольных колебаний; б) распределение изолиний смещений U

на резонансной частоте;

в) зависимость компонент вектора смещений ),,( UZUYUXU

от частоты в узле; г) изменение UZ компоненты перемещений вдоль оси концентратора на резонансной частоте.

Для исследований использовались концентраторы различной формы (рис. 4, 5),

что позволило управлять амплитудой колебаний и передаваемой на обработку мощностью. Также к управляемым технологическим параметрам ЗРООКУС относятся: наличие резонанса, частота колебаний, время обработки, рабочая среда, размер контейнера.

Рис.4. Концентратор №1 Рис. 5. Концентратор №2


123

ЗРООКУС влияет на топографию поверхности. При этом изменения положительно влияют на трибологические характеристики, так как устраняются максимальные впадины и выступы, влияющие на время приработки и трещино- и дефектообразование.

а) б) в) г)

Рис. 6. Структура поверхностного слоя (топография, увеличение 400:1): а) исходная - полированный АЛ8; б) после ЗРООКУС; в) прокат сталь 45; г) после ЗРООКУС

Проанализировано влияние конструктивных параметров звуковой КС на

режимы обработки (рис. 7, 8). При этом очевидно, что для разных материалов необходимо использовать разные КС, проектировать их исходя из функционально ориентированного подхода к постановке задания.

АЛ 8

медь

сталь

Рис.7. Частота резонансных колебаний


124

АЛ 8

медь

сталь

Рис.8 Амплитуда колебаний при резонансных частотах

Исследовано влияние времени обработки ЗРООКУС на параметры качества

поверхностного слоя (рис. 9). Профилограмма

шероховатости (Пластина) Кривая Аббота

(Цилиндр) Кривая Аббота

(Пластина) Начальная

t=5 мин

t=10 мин

t=15 мин

Рис. 9. Изменение основных параметров шероховатости в зависимости от времени ЗРООКУС


125

Также исследованы параметры шероховатости Ra, Sm, RP, Rv, tp и микротвердость, определяющие износостойкость поверхности (Рис. 10, табл. 1). Время обработки значительно влияет на шероховатость обрабатываемой детали и данное влияние зависит от формы и материала детали и предварительной обработки.

Рис. 10. Зависимость параметров шероховатости от времени обработки

Таблица 1. Результаты измерений поверхностной твердости для алюминия после

обработки, НВ Время влияния резонансной частоты, минут Квазиупругая

среда Номер

образца 0 5 10 15 1 74,3 79 82 82 2 75,6 80 84 83 3 73,6 77 83 83

Масло индустриальное

И-40 4 72,9 76 82 84 5 75,8 78 81 83 6 74,6 76 79 81 7 74,5 77 80 82

Вода

8 72,5 76 78 81 9 72,8 77 81 81

10 73,6 78 82 80 11 74,2 79 82 81

Вода с ПАВ (поверхностно

активными веществами) 12 75,6 79 83 82

Все основные показатели шероховатости, которые влияют на

износоустойчивость, улучшились на 15-35%. Для заданных условий обработки и мощности экспериментальной установки оптимальное время обработки 10-12 минут. [9]

Выводы

В результате проведенных исследований решена актуальная научно-техническая задача в области технологии машиностроения, которая имеет важное народнохозяйственное значение и состоит в разработке прогрессивной технологии ЗРООКУС рабочих поверхностей малогабаритных деталей, которая обеспечивает повышение долговечности изделий при эксплуатации и сокращении энергетических затрат при изготовлении. Исследовано влияние конструктивно-технологических


126

параметров ЗРООКУС на качество ПС. Построена математическая модель зависимостей параметров шероховатости поверхности от режимов обработки. Разработано математическое обеспечение для расчета конструктивных параметров основных элементов звуковых КС.

Литература 1. Кулинский А.Д., Бутенко В.И.. Комбинированные методы обработки

поверхностей деталей трибосистем. – Таганрог: Изд-во ЮФУ, 2013. - 220 с. 2. Суслов А.Г., Фёдоров В.П., Горленко О.А. и др. Технологическое обеспечение

и повышение эксплуатационных свойств деталей и их соединений / под общ. Ред. А.Г. Суслова. М.: Машиностроение, 2006. 448 с.

3. Бабичев А.П. Применение вибрационных технологий на операциях отделочно-зачистной обработки деталей / А.П. Бабичев, П.Д. Мотренко, Л.К. Гиллеспи и др. – Ростов н/Д : Издательский центр ДГТУ, 2010. – 285 с.

4. Матвієнко О.П., Сакно О.П., Лукічов О.В. Розробка ресурсозберігаючої фінішної зміцнюючої вібраційно-резонансної обробки деталей / Матеріали ІІІ-ої міжвузівської науково-технічної конференції «Енерго- та ресурсозберігаючі технології при експлуатації машин та устаткування», 29-30 листопада 2011 р., Донецьк, ДонІЗТ, 2011. – С. 150-152

5. . Ковалевський С.В. Технологічне забезпеченншя зносостійкості поверхневого шару деталей автомобілів при фінішній зміцнювальній віброобробці в пружному середовищі /С.В. Ковалевський, С.А. Матвієнко, О. В. Лукічов// Вісник Харківського національного технічного університету сільського господарства імені Петра Василенка/Ресурсозберігаючі технології, матеріали та обладнання у ремонтному виробництві.-Харків : ХНТУСГ, 2012. – Вип. 122.- С. 122-127.

6. Ковалевський С.В Моделювання коливальних процесів при фінішній зміцнювальній віброобробці в пружному середовищі/ С.В. Ковалевський, С.А. Матвієнко,О.Ю. Деньщиков, О.В.Лукічов//Збірник наукових праць (галузеве машинобудування, будівництво). – Полтава: ПолтНТУ, 2012.- Вип. 2(32), т.1. – С. 93-99.

7. Ковалевський С., Матвієнко С., Лукічов О. Спосіб зміцнювальної вібраційної обробки в пружному середовищі та установка для його здійснення // Теорія та практика раціонального проектування, виготовлення і експлуатації машинобудівних конструкцій. 3-я Міжнародна науково-технічна конференція: Тези доповідей. – Львів: КІНПАТРІ ЛТД. – 2012. – С. 72-73.

8. С.В. Ковалевський Автоматизація управління установкою для здійснення процесу зміцнюючої вібраційної обробки в пружньому середовищі / С.В. Ковалевський, С.А. Матвієнко, О.П. Сакно, О.В. Лукічов // Вісник Національного університету «Львівська політехніка», №746, Оптимізація виробничих процесів і технічний контроль у машинобудуванні та приладобудуванні, Львів, Видавництво Львівської політехніки, 2012, С. 128-131.

9. С.В. Ковалевський, С.А. Матвієнко, О.П. Сакно, О.В. Лукічов Метод звукової вібраційної обробки та його експериментальні дослідження / Наукові нотатки Міжвузівський збірник (за галузями знань «Машинобудування та металообробка», «Інженерна механіка», «Металургія та матеріалознавство»). Випуск 37 (червень, 2013). – Луцьк, 2013. – С. 177-182.

Поступила в редколлегию.03.05.2015


© Мищук П.А., Михайлов А.Н.; 2015 г. 127

УДК 621.794 П.А. Мищук, инженер

А.Н. Михайлов, д-р техн. наук, профессор Донецкий национальный технический университет, Украина Тел./Факс: +38 (095) 0739343;E-mail: [email protected]

ОСНОВНЫЕ ОСОБЕННОСТИ ЭКСПЛУАТАЦИИ ДЕЗИНТЕГАТОРОВ И

КЛАССИФИКАЦИЯ ИХ ЭКСПЛУАТАЦИОННЫХ ФУНКЦИЙ

В статье приведены данные, связанные с особенностями эксплуатации дезинтеграторов. В ра-боте представлена классификация основных эксплуатационных воздействий на рабочие органы дезин-тегратора и разработана гипотетическая схема взаимодействия частиц измельчаемого материала при износе рабочего органа. Приведена схема взаимодействия пыли и частиц аэродинамического пото-ка воздуха с билами дезинтегратора. Ключевые слова: дезинтегратор, рабочий орган, била дезинтегратора, эксплуатация, классификация

P.A. Mishchuk, A.N. Mikhaylov THE MAIN FEATURES OF THE OPERATION OF DISINTEGRATOR AND CLASSIFICATION OF THEIR OPERATIONAL FUNCTIONS The article presents data related to the features and operation of the disintegrator. The paper presents a classifi-cation of the main operational impacts on the working bodies of the cage mill and developed a hypothetical scheme of interaction of the particles of feed material, when wear of the working body. Shows the interaction between dust particles and the aerodynamic flow of air with bila disintegrator. Key words: disintegrator, a working body beat disintegrator, exploitation, classification

1. Введение

Главное научное изобретение Йоханнеса Хинта — строительный материал си-ликальцит (лапрекс) на базе песка и извести — получаемый обработкой исходных ма-териалов в дезинтеграторе. Это и несколько десятков других изобретений Хинта, реа-лизованы и используются в Германии, Чехии, Австрии, Польше, Финляндии, Японии, Эстонии и России.[1, 2].

Рис.1. Дезинтегратор Кара, 1896 год[1, 2].



128

Дезинтегратор (от лат. integer — «целый») — машина, предназначенная для мелкого дробления хрупких малоабразивных материалов. Дезинтеграторы применяют-ся для измельчения до порошков с размерами частиц 0,05...0,2 мм сухих сыпучих по-рошковых и зернистых неорганических ( соли, наполнители, катализаторы, удобрения и т.д. ), синтетических ( полимеры, смолы, канифоль, резорцин и т.д. ) и биологических (сахар, кофе, специи, сушеные овощи и т. д. ) материалов. Требования к исходным ма-териалам: твердость по шкале Мооса до 5...6 ед., размер частиц менее 10 мм, влажность до 6 %. На рис. 1 общий вид дезинтегратора Кара изобретённого в 1896 году для из-мельчения глины, угля, доломита, извести. На рис. 2 показана структурная схема де-зинтегратора. Перерабатываемый материал, подаётся в приемный бункер 3, далее пе-ремещается в центр дезинтегратора в рабочую камеру между корзинами 4 и 5 вра-щающимися навстречу друг другу, затем попадает на рабочие органы (била) располо-женные по окружности каждой корзины на одинаковом расстоянии друг от друга. По-лучив ударный импульс от каждого ряда бил, перерабатываемый материал, меняет век-тор скорости, перемещаясь от центра к периферии дезинтегратора измельчается. Рис

Рис.2. Структурная схема дезинтегратора 1, 2 – Электродвигатели, 3 – приемный бункер дезинтегратора 4 – наружная корзина дезинтегратора, 5 – внутренняя корзина дезинтегратора, 6 - станина На рис. 3 представлен общий вид дезинтегратора DESI-14, используемый в тех-нологической схема производства тонко дисперсного мела марки ММС-1, ММС-2, цеха по переработке мела, Рай-Александровского месторождения мела, Славянского район-на Донецкой области. Дезинтегратор работает в комплексе с циклоном ЦН-15, систе-мой сепарации, системой аспирации, системой охлаждения дезинтегратора.

Целью данной работы является определение основных особенностей эксплуата-ции дезинтегратора и классификация их эксплуатационных функций для последующей разработки методов повышения их ресурса, на основе метода функционально ориенти-рованных технологий машиностроения [3].

В работе планируется решить следующие задачи: определить основные особен-ности эксплуатации рабочих органов, выполнить классификацию эксплуатационных функций рабочих органов и выявить действие основных эксплуатационных функций на функциональные элементы рабочих органов (бил) дезинтегратора.


129

Рис. 4. Модель процесса преобразования свойств, рабочих органов дезинтегратора при эксплуатации

Рис. 3. Общий вид дезинтегратора сверхтонкого измельчения DESI-14

При эксплуатации дезинтегратора действует целый ряд эксплуатационных воз-действий различного характера, действие которых можно моделировать потоками ма-терии MW, энергии EW и информации IW (рис. 4) [3,4].

На рис. 4 представлена модель процесса преобразования свойств, рабочих орга-нов дезинтегратора при эксплуатации.

Здесь показано: V – вход, перерабатываемый материал до начала процесса экс-плуатации рабочего органа, W – выход, перерабатываемый материал после начала про-цесса эксплуатации рабочего органа. Процесс преобразования свойств рабочего органа при эксплуатации происходит из-за действия эксплуатационных воздействий матери-ального MW, энергетического EW и информационного IW характеров. Начальные и ко-нечные свойства рабочего органа можно представлять следующими векторами:

Эксплуатационные воздействия

Перерабатываемый материал до начала

процесса эксплуатации

Перерабатываемый материал после начала процесса эксплуатации

Процесс преобразования свойств рабочих органов дезинтегратора

при эксплуатации

V W

Mw Ew·Iw Потоки материи, энер-гии и информации


130

, ; где vi – i-е начальное свойство рабочего органа дезинтегратора wj – j-е конечное свойство рабочего органа дезинтегратора n – общее количество начальных свойств рабочего органа дезинтегратора, которые об-разованы до его эксплуатации; k – общее количество конечных свойств рабочего органа дезинтегратора, образующих-ся в процессе его эксплуатации.

2. Классификация эксплуатационных функций В процессе эксплуатации дезинтегратора действует целый ряд эксплуатацион-

ных воздействий, которые можно структурировать. На рис. 5 представлена классифи-кация основных эксплуатационных воздействий на рабочие органы дезинтегратора.

Эти воздействия можно разделить следующим образом [3]: - температурные воздействия, - эрозионно-коррозионные воздействия, - воздействия от инородных тел, - эксплуатационные силы Можно отметить, что в своей совокупности все эти воздействия вызывают комплекс-ные разрушения рабочих органов дезинтегратора. При этом катастрофический износ вызывают эксплуатационные силы, разрушающие рабочие органы дезинтегратора. Да-лее будут рассмотрены более детально эти вопросы

3. Особенности эксплуатации дезинтегратора Для эксплуатации дезинтегратора характерна работа в особо тяжелых условиях,

обусловленных: температурой до Co400 ; абразивным износом рабочих органов, вы-званным силами трения перерабатываемого материала и рабочих органов; высокими скоростями вращения рабочих органов на встречу друг другу; запыленностью высоко абразивной средой перерабатываемого материала. Анализируя процесс разрушения ра-бочих органов можно отметить, что их износ в основном происходит по элементам ра-бочего органа, а именно: кромке и поверхности рабочего органа (рис. 6). На рис. 6 представлены основные элементы дезинтегратора: корзины дезинтегратора ─ 1, рабо-чий орган ─ 2 (била), рабочая камера дезинтегратора образованная корпусом и крыш-кой дезинтегратора (на рис. 6 не обозначено). Поверхности корзины, рабочих органов, камеры являются рабочими. К ним предъявляют высокие требования по точности гео-метрических параметров, шероховатости поверхностей и физико-механическим свой-ствам

Можно отметить, что величина износа элементов рабочих органов (бил) увели-чивается в зависимости от места расположения на корзине дезинтегратора. Это объяс-няется тем, что в дезинтеграторе происходит постепенное истирание (катастрофиче-ский износ) и сепарирование частиц пыли перерабатываемого материала. Из-за увели-чения линейной скорости относительного движения частиц между билами от центра к периферии (рис. 6) частица перерабатываемого материала, всё больше разрушается.


131

Рис. 5. Классификация основных эксплуатационных воздействий на рабочие органы дезинтегратора

Здесь можно отметить, что при постоянной частоте вращения корзины линей-ная скорость V по высоте корзины изменяется в соответствии с эпюром, представлен-ным на рис. 7. В результате соответственно увеличивается и скорость относительного соударения пыли и частиц песка с рабочими органами дезинтегратора


132

. Рис. 6. Схема взаимодействия частиц и рабочих элементов дезинтегратора 1 – корзины дезинтегратора, 2 – рабочие органы ( била ) дезинтегратора

.

Рис. 7. Эпюр скоростей точек, расположенных по высоте корзины На рис. 8. показаны поперечные сечения трёх бил одного круга дезинтегратора

следующих друг за другом.Необходимый удар перерабатываеых тел может происходить у каждого пальца, только в одной точке А, вектор скорости которой равенV. Характер удара в других точках (В, С) будет более сложным. В зависимости от того осталось ли после удара тело целым или разрушилось, только некорорые его осколки могут получить вектор скорости позволяющий им выйти изданного круга бил.

Количество зерен перерабатываемого материала, отлетающих от точки контакта А, ближе или дальше к центру дезинтегратора (в сторону В или С), зависит от скорости движения бил дезинтегратора, т.е. от числа оборотов корзины дезинтегратора, диаметра рабочих органов (бил), расстояния между ними, расстояния между рядами бил, формы

2

1


133

бил и т. п.. Катастрофический износ рабочих органов дезинтегратора непрерывно изме-няет форму их поперечного сечения.

На рис. 9, 10 и 11 показан износ рабочих органов (бил) дезинтегратора при из-мельчении песка. Следует отметить, что в первом и последнем ряде бил, износ наблю-дается по одной из сторон, а в последующих рядах из-за сепарирования перерабаты-ваемого материала он происходит с обеих сторон. В результате концентрации абразив-ных включений в перерабатываемом материале, в аэродинамическом потоке у перифе-рии корзины дезинтегратора в последних рядах бил их износ может быть в несколько раз выше, чем на входе в дезинтегратор [1].

Рис. 8. На рисунке три пальца одного круга дезинтегратора. На среднем пальце показа-ны удары частиц перерабатываемого материала [1].

Однако, этот износ может в каждом конкретном случае может иметь свои осо-

бенности. Можно отметить, что в результате эксплуатационные силы, воздействуя ино-родными частицами, перерабатываемыми дезинтегратором, вызывают износ, не только рабочих органов, но корпуса корзины и рабочей камеры дезинтегратора.

Можно отметить, что поверхность била у корзины почти не изнашивается [1, 2]. При этом при значительном износе поверхности корзины возможен износ в зоне креп-ления бил, из-за увеличения рабочего зазора между рабочими органами корзин дезин-тегратора и увеличения крупности перерабатываемого материала. Следует отметить, что величина износа, как передней кромки, так задней кромке била в процессе эксплуа-тации увеличивается прямо пропорционально суммарному количеству прошедших час-тиц пыли и песка независимо от их концентрации в воздухе. Размер частиц пыли пере-рабатываемого материала существенно влияет на величину износа. Чем крупнее части-цы пыли, тем интенсивнее износ рис. 11 [1, 2].


134

Рис. 9.Особенности износа бил Рис. 10.Общий вид износа бил дезинтегратора дезинтегратора [1] 1 - І,V ряда; 2 - била ІІ-ІV ряда[1]

Рис. 11. Износ пальцев дезинтегратора в зависимости от формы сечения и количества переработанного песка - круглый палец o16мм (пятый круг), б – тоже (шестой круг), в – круглый палец o19 мм (пятый круг), г – тоже (шестой круг), д – прямоугольный па-лец 25х30мм (пятый круг), е – тоже (шестой круг), ж – квадратный палец 25х25мм (пя-тый круг), з – тоже (шестой круг). Интенсивность изнашивания элементов рабочих органов зависит от целого комплекса параметров: состава перерабатываемого материала; формы, состава, структуры и мате-риала частиц пыли аэродинамического потока; скорости относительного движения час-тиц и поверхности рабочего органа; угла соударения частиц с поверхностью рабочего органа, материала рабочего органа.


135

Выполненные исследования позволили установить, что измельчение произво-дится за счет высокой скорости и силы соударения частиц измельчаемого материала рабочими органами (билами). При этом частицы материала измельчаются также вслед-ствие соударения между собой при пересечении потоков струй, а также ударов истира-ния частиц о стенки корпуса. Таким образом, выполненные исследования позволили установить, что износ рабочего органа дезинтегратора имеет определенные особенности, а именно: - рабочий орган дезинтегратора (зона около корзины дезинтегратора) имеет пе-ременный износ, увеличивающийся от полки плоскости крепления била к корзине к пе-риферии била, величина которого может изменяться до 2-х раз;

-периферийная кромка била имеет переменный износ, уменьшающийся от вход-ной к выходной кромке, величина которого может изменяться до 1,3 … 1,5 раз;

- поверхность передней и задней кромки рабочего органа практически не изна-шивается и имеет сравнительно незначительный износ. 4. Заключение

Проанализировав конструкции и особенности функционирования дезинтеграто-ры различных видов (смесительные, помольные - тонкого и сверхтонкого помола, гид-рофобизирующие) можно сделать основные выводы:

- в эксплутационных воздействиях на эксплутационные свойства дезинтегратора присутствуют некоторые существующие теории трения, такие как; адгезионная, моле-кулярно-кинетическая, адгезионно-деформационная и энергетическая [2, 5];

- выделив для каждого вида дезинтеграторов особенности эксплутационных воз-действий, мы можем применить при изготовлении рабочих органов дезинтегратора функционально ориентированные технологии машиностроения [3].

Приоритетом применения функционально-ориентированных технологий маши-ностроения является повышение срока службы дезинтегратора, сокращение технологи-ческих простоев при выполнении планово предупредительных ремонтов и техническо-го обслуживания связанных с особенностью эксплуатации комплекса по производству различных материалов для химической, металлургической, строительной отрасли.

Особое внимание следует обратить на дезинтеграторы сверх тонкого измельче-ния, работа которых основана на молекулярно-кинетической, адгезионно-деформационной и энергетической теории трения.

Список литературы: 1. Хинт Й.А. Основы производства силикальцитных изделий. Госстройиздат,

1962. - 601 с. 2. Хинт Й.А. Основы производстваизвестково-песчаных изделий. Автореферат

диссертации на соискание ученой степени доктора технических наук. Ленинград, 1961. 3. Михайлов А.Н. Основы синтеза функционально-ориентированных техноло-

гий. – Донецк: ДонНТУ, 2009. – 346 с. 4. Михайлов Д.А. Основные особенности эксплуатации лопаток компрессора

ГТД и классификация их эксплуатационных функций. / Прогрессивные технологии и системы машиностроения // Международный сборник трудов. – Донецк: ДонНТУ, № 4(50), 2014. С. 132 – 139.

5. Кутьков А.А. Износостойкие и антифрикционные покрытия. - М.: Машино-строение, 1976. - 151 с.



© Нестеров В.А., Суханов А.С.; 2015 г.

136

УДК 621,9 В.А. Нестеров, А.С. Суханов

АО «Красмаш», г. Красноярск, Россия Тел.: +8 (391) 264-62-92. Факс: +8 (391) 264-48-91;

E-mail: [email protected]

РАСЧЕТ НА УСТОЙЧИВОСТЬ КОМПОЗИТНЫХ СТЕРЖНЕЙ ПО БАЛОЧНОЙ И ОБОЛОЧЕЧНОЙ МОДЕЛЯМ

В данной статье рассматривается деформации композитных стержней круглого сечения.

Вычисления выполняются в среде программного пакета FE космос/М с помощью стандартного пучка и элемента оболочки. Участвуют две вычислительные модели, которые являются теорией луча и оболочки. Показано, что в некоторых случаях теория луч дает результаты, неприемлемые. Определены пределы и условия для применения упрощенной луч теории.

Ключевые слова: Потери устойчивости, составной балки и снарядов, метод конечных элементов.

V. Nesterov, A. Sukhanov

CALCULATION ON STABILITY OFCOMPOSITE RODS ON BEAM ANDSHELL MODELS Buckling of composite circular cross section rod is considered. The calculations are performed in the environment of the FE software package COSMOS/M using the standard beam and shell elements. Two computational models are involved. They are beam and shell theories. It is shown that in some cases the beam theory gives unacceptable results. The limits and conditions for the applicability of the simplified beam theory are defined. Keywords: Buckling, composite beams and shells, finite element method.

Композиционные материалы снискали заслуженную популярность в производстве разнообразных элементов авиационной, ракетной и космической техники. Обладая уникальными удельными механическими свойствами, они позволяют изготавливать конструкции с высокой степенью весового совершенства. В некоторых случаях особую привлекательность композитам придают какие-то конкретные эксплуатационные свойства. Композиты отличаются рядом особенностей, которые не учитываются в классических теориях балок, пластин и оболочек. Стремление учесть эти особенности приводит к появлению усложненных расчетных моделей, в которых отражены и анизотропия композитов, и их низкая жесткость по отношению к трансверсальным деформациям, и неоднородность, слоистость, переменная жесткость и проч. Иногда особенность поведения композитов заставляет вносить изменения в мерность постановок. Так, например, при анализе композитных стержневых (ферменных и рамных) конструкций, которые в классическом варианте всегда описываются с помощью балочных моделей, приходится прибегать к более сложной оболочечной постановке, что, безусловно, снижает эффективность решения и повышает на порядки вычислительные затраты. В настоящем исследовании на примере анализа несущей способности композитных стержней показано, что в ряде практически значимых случаев балочная теория дает недопустимо неточные значения критического усилия и формы потери устойчивости. Рассмотрим композитный стержень в виде трубки, изготовленной намоткой углепластикового волокна парными слоями под углами ±φ к образующей. В этом случае стенку трубки, толщину которой зададим равной 1 мм, можно считать ортотропной с эффективными упругими параметрами, вычисляемыми по формулам[1]:



137

4 4 2 211 1 2 1 12 12cos sin 2 2 sin cosA E E E G ,

4 4 2 222 1 2 1 12 12sin cos 2 2 sin cosA E E E G ,

2 212 21 1 12 1 2 1 12 122 2 sin cosA A E E E E G ,

2 2 233 1 2 1 12 122 sin cos cos 2A E E E G ,

где 1E и 2E - приведенные модули упругости:

1,21,2

12 21(1 )E

E

.

Приняты следующие механические свойства однонаправленного углепластика:

продольный модуль упругости E1=180 ГПа, поперечный модуль упругости E2=6,2 ГПа, модуль сдвига G12=5 ГПа, коэффициенты Пуассона: 21,0,007,0 2112 [2]. Стержень длиной 1 м закреплен по торцам шарнирно. К шарнирно-подвижному торцу приложим сжимающую силу в 1 Н. В балочной модели материал стержня будем считать условно изотропным с эффективным модулем упругости A11. Параллельно будем выполнять расчеты по оболочечной модели, в которой анизотропия учитывается строго с заданием всех упругих характеристик ортотропной среды. Рассчитаем величины критической нагрузки и формы потери устойчивости для стержня диаметром 30 мм с различными значениями угла намотки композитного волокна. Результаты расчетов по двум моделям представлены в таблице 1. Они свидетельствуют о том, что почти на всем интервале изменения угла φ критические нагрузки, вычисленные по балочной и оболочечной моделям совпадают.

Таблица 1 Критическая сжимающая сила для шарнирно-опертого стержня с l=1 м, d=30 мм

Pкр, Н φ, ? BEAM SHELL Δ, %

5 16741,4 15891,4 -5,35 10 16036,3 15551,3 -3,12 15 14918,7 14658,6 -1,77 25 11787,8 11704 -0,72 35 8178,15 8155,49 -0,28 45 4922,32 4926,29 0,08 55 2569,88 2582,21 0,48 65 1247,7 1258,44 0,85 75 718,031 723,468 0,75 85 593,073 593,965 0,15


138

Незначительные расхождения (до 5,35%) имеются при самых малых углах намотки φ=±5°. Различие обусловлено влиянием ортотропии, которая в балочной модели не учитывается. При этом формы потери устойчивости – балочные с одной полуволной (рис. 1).

а

б

Рис. 1. Формы потери устойчивости при: а – балочной модели, б – оболочечной модели

Если мы увеличим диаметр стержня до 60 мм, то интервал совпадения критических усилий, определенных по двум моделям, сократится. Точное совпадение усилий и форм соответствует большим углам намотки. По мере увеличения угла φ расхождение уменьшается (рис. 2).

Рис. 2. Зависимость критической нагрузки от угла намотки для шарнирно-опертого стержня с l=1 м, d=60 мм

При φ<15° разница становится большой, и действительная форма потери устойчивости становится оболочечной. На рис. 3 представлены формы потери устойчивости с углом намотки φ=10°. Соответствующие им усилия почти совпадают. Формы потери устойчивости моделей с φ<10° – оболочечные, а для моделей φ≥15° – балочные.

а

б

Рис. 3. Формы потери устойчивости при d=60 мм, с углом намотки φ=10°:а – балочная форма, б – оболочечная форма.


139

Численный эксперимент со стержнем ещё большего диаметра (d=100 мм) показал, что сопоставимые результаты расчета устойчивости по двум моделям имеют место при углах намотки φ≥45° (рис. 4). При малых значениях этого угла эти данные (усилия и форма) кардинально разнятся. При малых значениях углов намотки различие в критических усилиях многократные, формы потери устойчивости при этом – оболочечные (рис. 5, б), которые в балочной модели игнорируются, а при больших значениях угла φ – балочные (рис. 5, а). Следовательно, для стержней относительно больших диаметров с малыми углами армирования балочной теорией пользоваться нельзя.

Рис. 4. Зависимость критической нагрузки от угла намотки для шарнирно-опертого стержня с l=1 м, d=100 мм

а

б

Рис. 5. Характерные формы потери устойчивости при d=100 мм. а – балочная форма, б – оболочечная форма. Ситуация несовпадения результатов анализа несущей способности композитного стержня по двум моделям (балочной и оболочечной) усугубляется при иных вариантах закрепления торцов. Так, если один край стержня (l=1 м, d=30 мм) шарнирно-подвижно оперт (на нем приложено осевое усилие), а второй – защемлен, то исследуемая разница критических усилий возрастает (рис. 6).


140

Рис. 6. Зависимость критической нагрузки от угла намотки для стержня, у которого один из торцов шарнирно-оперт, а второй защемлен с l=1 м, d=30 мм

Формы потери устойчивости показаны на рис. 7. Хорошее совпадение наступает при φ≥15°. При малых значениях (φ=5°, φ=10°) разница больше, чем та, что имела место для шарнирно-опертого по обоим концам стержня. И, хотя формы потери устойчивости совпадают (обе – балочные), но критические усилия расходятся заметно (для модели φ=5°, Δ=10%), что обусловлено неучетом ортотропии в балочной модели. Для стержня с этими же граничными условиями, но большего диаметра d=60 мм графики зависимости критического усилия от угла намотки (рис. 8) для двух моделей на интервале φ<35° также расходятся (и по формам потери устойчивости тоже). Модель с φ=30° (рис. 7) – переходная. Здесь близко соседствуют обе формы (оболочечная и балочная).

а

б

Рис. 7. Характерные формы потери устойчивости оболочечной модели стержня, у которого один из торцов шарнирно-оперт, а второй защемлен при d=30 мм, с углом намотки φ=30°. а – балочная форма, б – оболочечная форма (критическая).



141

Если защемлены оба края стержня, то исследуемое различие возрастает в еще большей степени. Причем, для стержня с d=30 мм удовлетворительные результаты (рис. 9), полученные по балочной модели, начинаются с φ=25° и выше, а для модели d=60 мм (рис. 10) с φ≥55°. На рис. 11 представлена переходная модель с φ=45°, в ней соседствуют оба вида форм потери устойчивости. Таким образом, применимость упрощенной балочной теории для расчета композитных стержней зависит и от вида граничных условий на торцах.

Рис. 9. Зависимость критической нагрузки от угла намотки для стержня, у которого оба края защемлены с l=1 м, d=30 мм

Рис. 10. Зависимость критической нагрузки от угла намотки для стержня, у которого оба края защемлены с l=1 м, d=60 мм

а

б

Рис. 11. Формы потери устойчивости защемленного по обеим концам стержня при d=30 мм с углом намотки φ=45°. а – балочная форма, б – оболочечная форма (критическая)


142

Если увеличить длину стержня, то зона применимости балочной модели увеличивается для любых сочетаний граничных условий. Так, например, если для стержня диаметром d=60 мм и длиной l=1 м, шарнирно-опертым одним концом и защемленного другим, интервал приемлемых результатов по углу намотки начинается с φ=35° и выше, то при длине l=1,5 м эта граница снижается до φ=25° (рис. 12), а при длине l=2 м до φ=20° (рис. 13).

Рис. 12. Зависимость критической нагрузки от угла намотки для стержня, у которого один из торцов шарнирно-оперт, а второй защемлен с l=1,5 м, d=60 мм


Аналогичное исследование со стержнем, защемленным по обоим концам (d=60 мм) обнаружило следующее уменьшение границы применимости балочной модели по углу намотки φ: при l=1 м – φmin=55° (рис. 10), при l=1,5 м – φmin=35° (рис. 14), при l=2 м – φmin=25° (рис. 15).


143

Рис. 14. Зависимость критической нагрузки от угла намотки для стержня, у которого оба края защемлены с l=1,5 м, d=60 мм

Рис. 15. Зависимость критической нагрузки от угла намотки для стержня, у которого оба края защемлены с l=2 м, d=60 мм Несовпадение результатов расчетов на устойчивость по двум моделям (балочной и оболочечной) при малых углах намотки обусловлено завышенным значением окружного упругого параметра в балочной модели. В действительности (в оболочечной модели, которая точно учитывает ортотропию) этот упругий параметр мал, что сказывается в снижении критической нагрузки. При малых значениях углов намотки композитных слоев следует с осторожностью пользоваться упрощенной балочной моделью, и в самых ответственных случаях полагаться на более точную оболочечную постановку, невзирая на ее сложность и затратность. Применимость упрощенной балочной модели оправдана при комплексном проектировочном расчете, если проектировщик осведомлен о границах ее адекватности, которую можно оценить с помощью исследования, описанного в настоящей работе. Список литературы:

1. Васильев В.В. Механика конструкций из композиционных материалов. – М.: Машиностроение, 1988. – 272 с.

2. Комков М.А. Технология намотки композитных конструкций ракет и средств поражения : учеб. пособие – М.: Изд-во МГТУ им. Н. Э. Баумана, 2011. – 431 с.

Поступила в редколлегию. 22.04 2015 г.


© Е. В. Овчинников; 2015 г.

144

УДК 620.022 (075.8):656.073.7 Е.В. Овчинников, канд. техн. наук, доц.

Гродненский государственный университет им. Янки Купалы, Беларусь Тел./факс. +375(152) 484421, E-mail:[email protected]

ПРИМЕНЕНИЕ НАНОМАТЕРИАЛОВ И ТЕХНОЛОГИЙ В

ТРАНСПОРТНОЙ ЛОГИСТИКЕ. Рассмотрены вопросы создания наноматериалов и технологий для увеличения

эксплуатационного ресурса автотранспортных средств, применяемые в транспортной логистике. Разработана широкая гамма функциональных машиностроительных материалов для изделий конструкционного, триботехнического, адгезионного, защитного и др. назначения, которые нашли применение для изготовления подшипников скольжения, уплотнительных и герметизирующих элементов, тонких покрытий, смазок, смазочно-охлаждающих и технологических сред.

Ключевые слова: транспортная логистика, наноматериалы, технологии, инновации.

E.V. Ovchinnikov

APPLICATIONS OF NANOMATERIALS AND TECHNOLOGIES IN TRANSPORT LOGISTICS.

The problems of creating nanomaterials and technologies to increase the service life of vehicles used in the transport logistics. It has developed a wide range of functional engineering materials for structural products, tribological, adhesive, protective and others. Destinations that have been used for the manufacture of sliding bearings, sealing and sealing elements, thin coatings, lubricants, cooling-lubricating and technological environments. Key words: transport logistics, nanomaterials, technologies, innovations.

Введение.

Определяющую роль в производстве продукции технического, технологического назначения играет логистика. От своевременных поставок комплектующих изделий, полуфабрикатов, выбора технологии производства зависит качество выпускаемой продукции, возможность быстрой и полной реализации произведенного товара. Под логистикой подразумевается научная деятельность, которая занимается контролем, планированием, организацией транспортирования, складированием, а также различными материальными и не материальными операциями, которые применяются в технологическом процессе доставки сырья до производственного предприятия, внутризаводской переработкой материальных ресурсов (сырье, материалы, полуфабрикаты), доставкой произведенной продукции до потребителя в соответствии с определенными запросами последнего, а также передачей, хранением и обработкой информации, связанной с этими операциями и технологиями. Особое место в решении логистических задач занимает автотранспорт, который позволяет решать логистические задачи на уровне микро- и макрологистики. Надежность эксплуатации автотранспортного средства позволяет качественно решать основные транспортные логистические задачи: «точно в срок», «от места производства до места потребления». Основное влияние на эксплуатационный ресурс и безаварийную эксплуатацию автотранспортных средств оказывают тяжелонагруженные узлы трения. Учитывая, что основную часть грузов перевозят большегрузными автомобилями, у которых крутящий момент с двигателя передается



145

на задний мост с помощью карданной передачи, то эксплуатационный ресурс данного триботехнического узла является одним из определяющих при транспортировке различных грузов.

Целью данной работы является изучение влияния наноматериалов и технологий, применяемых при изготовлении тяжелонагруженных узлов трения автотранспортных средств, на увеличение эксплуатационного ресурса применительно к решению различных логистических задач.

Результаты исследований.

Важной составляющей в транспортной логистике является повышение технических показателей машиностроительной продукции путем применения высоких технологий и современных композиционных функциональных материалов, обеспечивающих изготовление ресурсопределяющих деталей и узлов с комплексом гарантированных служебных характеристик. К числу таких материалов нового поколения относят композиционные материалы с функциональными наноразмерными модификаторами - нанокомпозиционные материалы, создание которых стало возможным вследствие применения новейших методов исследования строения микрогетерогенных систем и получения новой информации о поведении объектов с размерами, не превышающими 100 нм при различного рода энергетических воздействиях.

Достижение гарантированного эффекта увеличения технических показателей ресурсопределяющих узлов или изделий автотранспортных средств за счет применения наноматериалов различного состава и функционального назначения: полимерных нанокомпозитов, градиентных металлических наноматериалов, тонких покрытий из наноматериалов на рабочих поверхностях, дисперсно-упрочненных материалов, полученных диффузионным или механохимическим легированием, наносмазок.

Системный подход к проблеме повышения технических характеристик автотранспортной техники применяемой для решения логистических задач предполагает одновременное развитие в научных центрах различных академических и вузовских учреждений научных основ создания наноматериалов и нанотехнологий, которые обеспечат прорыв в создании новых технологий и материалов в сферах технологического процесса доставки сырья до производственного предприятия, внутризаводской переработкой материальных ресурсов, доставки произведенной продукции до потребителя [1-11].

Достижение поставленной цели осуществлено на базе общего методологического подхода, заключающегося, во-первых, в применении идеологии многоуровневого модифицирования, сочетания активного воздействия на нано- и микроструктурные и нано- и микрофазные объекты, и изделия в целом (на макроуровне) и, во-вторых, в использовании высокоэнергетических (тепловых, механических, ионных, ионизирующих, плазмохимических) воздействий на компоненты металлических, полимерных, олигомерных и углеродных матриц, что позволило разработать эффективные методы и приемы создания материалов с заданными параметрами активности, состава, строения и функциональных характеристик и изделий с гарантированным ресурсом эксплуатации. Данная


146

методология в сочетании методами оптимизации по критериям экономической эффективности, энерго- и ресурсосбережения определила основные подходы к решению проблемы создания широкой номенклатуры наноматериалов отечественного производства и нанотехнологий их изготовления и переработки в ресурсопределяющие изделия различного функционального назначения и позволила получить следующие результаты.

Разработаны теоретические основы технологий формирования алмазоподобных наноматериалов с уникальными характеристиками. Установлены роль и влияние диффузионных процессов на процессы структурной перестройки, кинетику образования нанофазных углеродных систем. Впервые определены доминирующие параметры формирования АПП: критическая температура подложки, Тс и критическое двумерное давление адсорбированных атомов на поверхности Рс. Двумерное давление (плотность адсорбированных атомов) пропорционально скорости осаждения. При Т > Тс и Р < Рс образование зародышей и роста пленки не происходит. В теорию фазообразования тонких пленок при импульсной конденсации введен новый физический параметр -критическая скважность импульсов конденсации qc = Δt/т, (Δt - продолжительность импульса и т период импульса). Показано, что при скважности ниже критической реиспарение адсорбированных атомов в промежутках между импульсами конденсации становится значительным, критические зародыши не образуются и формирование пленочного наноматериала не происходит.

Показано, что импульсный характер осаждения приводит к реиспарению и диффузионному распаду менее стабильных фаз, образовавшихся во время импульса конденсации, что улучшает фазовое совершенство и адгезию формируемого материала покрытия. В определенных условиях образуются аксиальные текстуры на не ориентирующих аморфных подложках.

Установлено, что использование импульсного плазменного осаждения позволяет формировать сплошные пленочные материалы при существенно меньших толщинах. Высокие скорости осаждения, совместно с быстрым охлаждением происходящим при частичном внедрении частиц в поверхностные слои подложки, способствуют образованию метастабильных фаз материала. Метастабильные стеклообразные структуры существуют в течение длительного времени при температуре, ниже некоторой критической (несколько сотен градусов Цельсия).

Разработана концепция формирования многокомпонентных тонкопленочных наноматериалов на основе алмазоподобного углерода при программируемом смешивании плазмы углерода и металлов, используя метод импульсного катодно-дугового осаждения покрытий. Синтезированы упрочняющие покрытия состава Ti-C-N, обладающие высокой адгезией к подложкам из металлов, керамики и полимеров. Износостойкость полученных титан-карбонитридных покрытий в полтора раза превышает соответствующую величину износостойких покрытий нитрида титана. Из смешанных потоков плазмы углерода и меди получен и исследован новый нанокомпозитный углеродно-медный материал, твердость которого составляет 35 ГПа и проводимость близка к проводимости металла. Разработанный материал имеет большие потенциальные возможности для практических применений в электротехнической промышленности и машиностроении.


147

Предложен новый подход к синтезу нанокомпозиционных полимер-полимерных, металл-полимерных, оксид-полимерных материалов, заключающийся в создании полимеризующейся активной, реакционно-способной газовой фазы и осаждении из нее тонкопленочной системы. Впервые определены закономерности основных стадий процесса при генерации газовой фазы электронно-лучевым диспергированием органических соединений. Изучены начальные стадии образования полимерных покрытий. Установлен нестационарный характер процессов зародышеобразования полимерной фазы. Определены условия образования устойчивой адсорбционной фазы и возможность эффективного аппретирования при использовании очень тонких слоев материала. Предложен механизм формирования нанокомпозиционных полимерных покрытий из активной газовой фазы.

Изучены установленные закономерности формирования нанокомпозиционных материалов из термодинамически несовместимых полимеров. Показано, что, изменяя характер и кинетику процессов полимеризации, используя плазменную активацию летучих продуктов, возможно формирование нано- и микрогетерогенных систем с регулируемыми физико-механическими характеристиками.

Предложена и разработана концепция модифицирования тонких полимерных слоев, основанная на реализации газотранспортных плазмохимических процессов на стадии осаждения наноматериалов из газовой фазы сложного состава. Образование нанокомпозиционного материала осуществляется в условиях протекания на поверхности процессов диссоциации солей металлов и последующего хемосорбционного взаимодействия наночастиц с макромолекулами полимера.

Изучены закономерности диффузионного легирования полимерных материалов с целью формирования нанокомпозиционных материалов. Для ряда систем полимер -органический краситель построены кривые сорбции, определены значения концентрации насыщения, их зависимость от температуры, получены значения коэффициентов диффузии и энергии активации в диапазоне температур от 363К до 453К.

Получены и систематизированы данные о физико-химических и механических характеристиках тонких наноразмерных объектов. Определены структурное состояние сформированных слоев, триботехнические, оптические, защитные свойства тонких полимерных покрытий, их зависимость от толщины. Разработана релаксационно-диффузионная теория межфазных процессов, в рамках которой проведено аналитическое описание структуры нанокомпозиционных материалов, экспериментально установленных размерных эффектов.

Разработаны технологические процессы и оборудование плазмохимического модифицирования материалов, осаждения полимерных покрытий на поверхность волокнисто-тканевых материалов. Определены основные направления совершенствования технологии аппретирования и окрашивания материалов на основе ПЭТФ, оптимальные режимы и условия проведения основных стадий процесса: предварительной обработки поверхности, осаждения функционального слоя, термообработки. Проведены расчет, проектирование и изготовление промышленной установки крашения и аппретирования тканей ВУ-ТК.

Новизна научных разработок предложенных технических решений в данной области подтверждена 30 авторскими свидетельствами и 38 патентами


148

Республики Беларусь, Российской Федерации, США, Великобритании, Франции, ФРГ и других промышленно развитых стран.

Предложен и научно обоснован новый концептуальный подход к получению композиционных самофлюсующихся диффузионно-легированных порошков, отличающийся тем, что диффузионное легирование частиц бором, кремнием, марганцем и другими элементами осуществляется на регламентированную глубину в диапазоне от минимальной глубины до сквозного насыщения. Установлены закономерности массопереноса при диффузионном легировании микрочастиц. Предложена математическая модель, позволяющая прогнозировать толщину и строение диффузионного слоя на сферических порошках в зависимости от параметров диффузионной обработки. Изучены физические и технологические свойства получаемых порошков. Установлено, что лучшей самофлюсуемостью обладают порошки с однофазной (Fe2B) диффузионной оболочкой, а лучшее качество и наиболее узкий интервал температур плавления характерен для порошков системы Fe-B-C-легирующий элемент, обеспечивающих получение эвтектического состава и строения изделия.

На основе теоретических и экспериментальных исследований разработан новый класс нанокомпозиционных диффузионно-легированных самофлюсующихся порошков на основе железа, получаемых как из распыленных порошков-полуфабрикатов, так и из отходов обработки резанием, которые не уступают по характеристикам лучшим мировым аналогам, выпускаемым НПО "Тулачермет" (РФ) и фирмами США, ФРГ и Болгарии.

Впервые проведены комплексные исследования закономерностей влияния высокоэнергетических воздействий (лазерного, плазменного, электронно-лучевого, индукционного и других) на состав, строение и свойства изделий, получаемых из нанокомпозиционных диффузионно-легированных самофлюсующихся материалов на основе железа. Установлено, что при компактировании диффузионно-легированных порошков наибольшую неравномерность структуры вплоть до аморфизации вызывают лазерное и электронно-лучевое воздействия. При лазерном компактировании порошка ПР-Х18Н9Р4 формируются белые участки, имеющие нанокристаллическое строение. Последующая термическая обработка, вызывает протекание ряда процессов на наноуровне от образования зон Гинье-Престона до распада аморфно-кристаллических структур, дисперсионного твердения и распада пересыщенных твердых растворов.

Разработанные нанокомпозиционные материалы на основе диффузионно-легированных металлических порошков, технологии формирования и применения для модифицирования и восстановления изделий различного функционального назначения соответствуют уровню лучших разработок, они защищены более чем 20 авторскими свидетельствами, патентами Республики Беларусь, Российской Федерации и внедрены на промышленных предприятиях машиностроения, нефтехимического синтеза, теплоэнергетики, деревообработки, сельхозмашиностроения.

Принципиально новые результаты получены при проведении комплексных исследований закономерностей формирования наноструктурных жаропрочных композиционных материалов, модифицирующая фаза в которых образуется в результате реакционно-механического легирования (РМЛ). Впервые показано, что в качестве легирующих компонентов при реализации технологии РМЛ, перспективны


149

вещества, способные, взаимодействовать между собой или с основой с образованием нанофаз, оказывающих положительное влияние на свойства, а для моделирования фазового состава материалов приемлемы закономерности термодинамики равновесных процессов. Достоверность этого положения подтверждена экспериментально на широком круге композиций, представляющих собой разные системы на основе алюминия и меди.

Выполнены исследования наноструктурных жаропрочных композиционных материалов, получаемых с применением реакционного механического легирования, как на системах с компонентами в элементарном виде, так и на композициях, содержащих легирующие элементы, связанные в химические соединения (оксиды, гидроксиды, карбонаты, нитраты, органические соединения и др.). Основными продуктами РМЛ являются термодинамически стабильные наноструктурные фазы (AI2O3, MgO, BeO, AIN, AI4C3, NbC, ZrC, TaC), обладающие высоким значением модуля сдвига, и эффективно упрочняющими основу до температур, достигающих 0,90ТПЛ основы. Доказано, что технологический процесс упрощается, а характеристики прочности материалов повышаются, если кислород, углерод и азот вводятся не в элементарном виде, а связанными в химические соединения, имеющие низкую термодинамическую стабильность.

Исследованы особенности структурообразования, реализующиеся в системах, подвергнутых РМЛ. На начальном этапе обработки в механореакторе в результате многократно повторяющихся процессов пластического деформирования, разрушения, адгезии, агломерации и сварки образуется гранулированная композиция, имеющая типичное слоистое строение. Установлено, что развитию химического взаимодействия между компонентами предшествует гомогенизация композиции, которая протекает за счет деформационного и диффузионного перемещения компонентов. В процессе механического легирования имеет место механически и термически активируемая диффузия.

Установлено, что определяющее значение в гомогенизации композиции и образовании новых фаз имеет диффузия по неравновесным дефектам. С использованием положений теории сдвигово-диффузионного деформирования проведена оценка роли неравновесных точечных дефектов, генерируемых многократной импульсной деформацией, в диффузионном перемещении компонентов. Предложена математическая модель формирования слоистой структуры гранул на стадии совмещения базовых компонентов. Разработана модель тепломассопереноса и механохимических реакций в твердофазных композициях.

Механически легированные композиции, характеризующиеся субмикрокристаллическим типом структуры с высокоразвитой поверхностью границ зерен и субзерен, стабилизированных ультрадисперсными выделениями механически синтезированных фаз, не имеющих контакта друг с другом, стойки против высокотемпературного воздействия. Разупрочнение отмечается при увеличении размера избыточных фаз более 100 нм. Температура, при которой имеет место это явление, зависит от природы основы и упрочняющей фазы и находится в пределах 0,60 -0,90 ТПЛ основы. Для большинства материалов максимальная прочность достигается при объемном содержании термодинамической стабильной упрочняющей фазы равном 7 - 10 %.


150

Установлено, что упрочнение сложнолегированных материалов носит комплексный характер и сочетает зернограничное, дисперсное и дисперсионное. Причем основным видом упрочнения является зернограничное. Роль наноструктурных включений фаз, имеющих высокое значение модуля сдвига, заключается в стабилизации границ зерен и субзерен.

Технология, основанная на РМЛ, обеспечивает получение материалов, которые по прочности, прежде всего, характеристикам жаропрочности примерно в 1,5 раза превосходят известные, что обусловлено высокой стабильностью элементов тонкой структуры.

Разработана технология и оборудование для реализации градиентных упрочняющих структур в изделиях из сталей пониженной прокаливаемости, основанная на сочетании прогрева ТВЧ и охлаждения изделий по специальному режиму. Осуществлен промышленный выпуск изделий с градиентной структурой для комплектации карданных валов автотракторной, железнодорожной и сельскохозяйственной техники.

Принципиально новые научные результаты получены при реализации идеологии многоуровневого модифицирования полимерных материалов триботехнического и конструкционного назначения. Установлен механизм модифицирующего действия наноразмерных и нанофазных частиц различного состава, строения и технологии получения в полимерных матрицах на основе термопластов и олигомеров сшивающихся смол. Показано, что реализация синергического эффекта увеличения служебных характеристик полимерных нанокомпозитов обусловлена специфическим зарядовым состоянием наночастиц, обладающих нескомпенсированной электронной плотностью. Предложены методы получения наномодификаторов, основанные на придании заряда частицам путем высокоэнергетического или механического воздействия.

Разработана и научно обоснована концепция создания малоизнашивающихся металлополимерных трибосистем, основанная на управлении трибохимическими процессами контактного взаимодействия полимерного и металлического компонента с помощью функциональных модификаторов, введенных в состав трибосистемы или синтезированных в процессе ее функционирования.

Создана широкая гамма функциональных машиностроительных материалов для изделий конструкционного, триботехнического, адгезионного, защитного и др. назначения, которые нашли применение для изготовления подшипников скольжения, уплотнительных и герметизирующих элементов, тонких покрытий, смазок, смазочно-охлаждающих и технологических сред.

Выводы. Впервые разработаны оригинальные наноматериалы на основе металлических,

полимерных, олигомерных, совмещенных и углеродных матриц, обладающие комплексом уникальных характеристик при применении для создания и модифицирования ресурсопределяющих изделий, применяемых в машиностроении, теплоэнергетике, строительстве, медицине, специальном машиностроении. Разработано уникальное оборудование и технология для изготовления наноматериалов и модифицирования ресурсопределяющих изделий с применением высокоэнергетических воздействий: вакуумно-плазменных, лазерных,


151

диффузионного легирования, термомеханического совмещения, термической обработки и реакционного механического легирования.

Разработанные новые наноматериалы, технологии их обработки использованы при оптимизации конструкции автомобильных агрегатов (карданных валов, тормозных камер и амортизаторов). Созданы узлы автомобильных агрегатов, которые по своим параметрам не уступают аналогичным, выпускаемым фирмами Mann, Wabco.

Изделия из разработанных наноматериалов на основе металлических, полимерных и совмещенных матриц, технологическое оборудование для их получения и переработки использованы для обеспечения работоспособности, повышения эксплуатационного ресурса, снижения энерго- материалоемкости машин, механизмов, технологического оборудования, инструмента, оснастки, применяемых на предприятиях в различных отраслях машиностроения, теплоэнергетики, логистических центрах.

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ

1. Точицкий Э.И. Кристаллизация и термообработка тонких пленок - Мн.: Наука итехника. 1976. -350с.

1. Ворошнин Л.Г., Пантелеенко Ф.И., Константинов В.М. Теория и практика получения защитных покрытий с помощью ХТО. — Минск: ФТИ; Новополоцк: 1999.— 133с.

2. Пантелеенко Ф.И. Самофлюсующиеся диффузионно-легированные порошки на железной основе и покрытия из них. Минск: УП «Технопринт», 2001. - 300с.

3. Ворошнин Л.Г., Пантелеенко Ф.И., Константинов В.М. Теория и практика получения защитных покрытий с помощью ХТО. Изд. 2-е ереработанное и дополненное. Минск: УП «Технопринт», 2001. -148с

4. Липин Ю.В., Рогачев А.В., Сидорский С.С. Харитонов В.В. Технология вакуумной металлизации полимерных материалов. Гомель. -ГО БИТА. -1994.-206с.

5. Витязь П.А., Ловшенко Ф.Г., Ловшенко Г.Ф. Механически легированные сплавы на основе алюминия и меди.- Минск: Беларуская навука, 1998.- 352с.

6. Ловшенко Ф.Г, Пантелеенко Ф.И., Рогачев А.В., Руденская Н.А., Сидорский С.С., Струк В. А., Кравченко В. И. Новые ресурсосберегающие технологии композиционные материалы. - Гомель.: - 2004. - 350 с.

7. Гольдаде В.А., Струк В.А., Песецкий С.С., Ингибиторы изнашивания металлополимерных систем. - М.: Химия, 1993. -240 с.

8. Коляго ГГ., Струк В.А., Материалы на основе ненасыщенных полиэфиров - Мн.: Наука и техника, 1990. - 149 с.

9. Буй М.В., Рогачев А.В. Релаксационно-диффузионная теория межфазных процессов. - Гомель: Бел.гос.ун-т транспорта, 1997.- 177 с.

10. Липин Ю.В., Рогачев А.В., Харитонов В.В. Вакуумная металлизация полимерных материалов. -Л.: Химия, 1987. - 170 с.

Поступила в редколлегию. 25.04 2015 г.


© Одинцев И.Н., Апальков А.А., Кокуров А.М., Плугатарь Т.П., Усов С.М.; 2015 г. 152

УДК 621,9 И.Н. Одинцев, А.А. Апальков, А.М. Кокуров, Т.П. Плугатарь, С.М. Усов

ИМАШ РАН, Москва, Россия Тел./Факс: +7 (499) 135 7751; E-mail: [email protected]

ПРИМЕНЕНИЕ ОПТИКО-КОРРЕЛЯЦИОННЫХ МЕТОДОВ

В ЗАДАЧАХ ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНОЙ МЕХАНИКИ

Документ содержит краткое описание теоретических и практических аспектов оптико-корреляционных методы в экспериментальной механики: цифровой шаблон интерферометрии и цифро-вых изображений корреляции. Эти методы используются для бесконтактных и высокоточностной идентификации перемещения полей на поверхностях деформируемого тела. Приведены примеры их применения и некоторые полученные результаты.

Ключевые слова: шаблон интерферометрии, цифровое изображение корреляции, поле переме-щений, механических свойств материала, остаточных напряжений, механика экспериментального раз-рушения, неразрушающий контроль.

I.Odintsev, A. Apal'kov, A. Komarov, T. Pluginuri, S. Usov

THE APPLICATION OF OPTICAL CORRELATION TECHNIQUES IN PROBLEMS OF EX-PERIMENTAL MECHANICS The paper provides a brief description of theoretical and practical aspects of the optics correlation methods in experimental mechanics: digital speckle pattern interferometry and digital image correlation. These methods are used for contactless and high-precision identification of displacements fields on deformed body surfaces. Exam-ples of their applications and some received results are given. Key words: speckle pattern interferometry, digital image correlation, displacements field, material mechanical properties, residual stress, experimental fracture mechanics, nondestructive testing.

Возрастающие требования к обеспечению прочности и надежности современных конструкций на фоне их усложнения и расширения перечня рабочих условий, а также стремление к увеличению сроков эксплуатации действующих объектов могут удовлетворяться на основе достоверного знания, в частности, параметров напряженно-деформированного состояния (НДС) составляющих элементов и деталей. Известно, что реальные характеристики НДС в натурной конструкции могут заметно отличаться от их расчетных оценок. Это обусловлено такими факторами как использование не вполне адекватных, ограниченных расчетных моделей, неполнота или неточность информации о действующих нагрузках и других рабочих параметрах, наличие остаточных технологических напряжений в материале и пр. Поэтому успешное решение поставленных задач с необходимостью опирается на активное применение методологии экспериментального анализа механических состояний объектов.

Среди богатого арсенала современных средств экспериментальной механики особое место занимает специальный класс оптических методов регистрации деформированного состояния [1 - 3]. Помимо обеспечения высокой точности и бесконтактного характера измерений, преимущество данных методов состоит в получении континуальной информации о полных полях деформационных перемещений на всей поверхности исследуемых элементов конструкций или образцов для определения механических свойств материалов. Математическая обработка первичных результатов эксперимента позволяет определять дифференциальные характеристики НДС – напряжения или деформации, а также интегральные величины – действующие нагрузки, параметры механики разрушения и др. Самостоятельным приложением данных средств измерений является дефектоскопия деталей.



153

В последнее время широкое практическое распространение в качестве инстру-мента для регистрации деформированного состояния тел получил метод электронной цифровой корреляционной спекл-интерферометрии (ЭЦСИ) [3 - 5]. Напомним [6], что оптическое изображение реальных объектов, освещенных лазерным светом, микроне-однородно и состоит из отдельных пятен – спеклов. При использовании ЭЦСИ инфор-мация о текущем состоянии поверхности исследуемого объекта (спекл-структуре) ре-гистрируется цифровой видеокамерой, поступает в компьютер и оцифровывается в значениях случайной функции интенсивности изображения. Затем производится ком-пьютерное вычитание двух спекл-структур (из полного массива зарегистрированных изображений), отвечающих различным состояниям объекта. В результате на мониторе компьютера наблюдается изображение объекта, покрытое системой, так называемых, полос корреляции. Каждая из этих полос представляет собой область периодически восстанавливаемого корреляционного соответствия случайных спекл-полей. Порядки полос связываются со значениями заданной компоненты векторного поля перемеще-ний, имевшими место в процессе нагружения исследуемого объекта в реальном време-ни или между заданными моментами регистрации изображений. Различные оптические схемы спекл-интерферометра позволяют измерять требуемые (априори установленные) пространственные компоненты полного вектора перемещений. Кроме того, спекл-интерферометрия может быть реализована также и в режиме усреднения по времени фазовых приращений волн, рассеянных поверхностью движущегося тела. Если при этом объект совершает гармонические колебания по той или иной форме, то регистри-руемые картины полос будут описывать поля амплитуд колебаний в виде изолиний (линий уровня).

Метод ЭЦСИ представляет собой эффективный инструмент для исследования де-формационных характеристик конструкционных материалов, особенно неординарных по своим свойствам. Присущий ему характер измерений позволяет не только опреде-лять величину деформации образца, но и непосредственно в ходе эксперимента выяв-лять отклонения от принятой схемы его деформирования, что способствует повыше-нию достоверности результатов. С другой стороны, появляется возможность создания принципиально новых методических разработок, для осуществления которых методы континуальных измерений почти безальтернативны. В частности, для исследования свойств листовых композитных материалов, которые находят все более активное при-менение в авиастроении, эффективной оказывается методика, основанная на испытани-ях образца в виде круглого диска, деформируемого изгибающей нагрузкой с поэтапным изменением точек ее приложения. Такой подход позволяет на одном образце опреде-лить весь комплекс деформационных характеристик анизотропного композита [7]. Па-раллельно тот же образец при его вибрационном нагружении с регистрацией собствен-ных частот и форм колебаний может служить для установления динамических характе-ристик упругости материала. В качестве иллюстрации, на рисунке 1 демонстрируются типичные спекл-интерферограммы, полученные при статических и вибрационных ис-пытаниях подобного образца.

Одним из наиболее востребованных приложений ЭЦСИ в настоящее время явля-ется его использование в качестве своеобразного датчика деформаций при исследова-ниях остаточных напряжений (ОН) разрушающими методами [3, 5, 8 - 11]. При этом широко распространенным на практике способом механического воздействия на иссле-дуемый объект является высверловка малоразмерного отверстия. Обнуление компонент ОН на образующейся свободной поверхности приводит к возникновению соответст-вующего деформационного отклика материала, регистрируемого с помощью ЭЦСИ. В


154

качестве характеристик данного отклика для восстановления компонент ОН достаточно рассматривать лишь поля тангенциальных перемещений в зоне засверловки отверстия-индикатора.

Типичные спекл-интерферограммы таких перемещений демонстрируются на ри-

сунках 2 а, б. Картины полос образуют характерные симметричные розетки или имеют более сложный вид, если присутствуют дополнительные случайные жесткие смещения объекта относительно измерительной системы. К усложнению вида интерферограмм ведет также разориентировка главных осей ОН относительно осей чувствительности частных интерферометров. Обработка получаемых картин полос в терминах компонент ОН выполняется на основе сопоставления получаемых экспериментальных данных с результатами моделирования задачи аналитически или численно, например, с помощью метода конечных элементов.

Другим применяемым видом разрушающего воздействия с целью определения ОН является создание в исследуемом объекте узких пропилов [3, 5]. На рисунке 3 б сквозной пропил «стартует» в радиальном направлении от контура имеющегося конст-руктивного отверстия в объекте типа пластины, что дает возможность оценки локаль-ного значения окружной компоненты напряжений. На рисунке 3в представлена спекл-интерферограмма перемещений в окрестности сегментообразного поперечного пропи-ла, выполненного в объекте-трубке O 15 мм со сварным швом.

Эксперименты с использованием ЭЦСИ могут осуществляться на специальном виброизолированном оптическом столе (стенде). Вместе с тем, важной особенностью метода является возможность его внелабораторной реализации [11 – 14]. Так, на рисун-ке 3 а демонстрируется один из вариантов переносной установки, разработанной в ИМАШ РАН для исследования ОН в натурных элементах конструкций в полевых усло-виях. Самостоятельным направлением является создании специализированных мо-бильных спекл-интерферометров для регистрации полей перемещений в образцах при их испытаниях (статических, циклических) на стандартных испытательных машинах [15]. В этом случае интерферометр закрепляется непосредственно на неподвижном за-

Рис. 1. Спекл-интерферограммы изгибного статического (верхний ряд) и вибраци-онного (нижний ряд) деформирования образца в виде круглого диска из анизотроп-ного композитного материала (углепластика).


155

хвате машины, что позволяет выполнять необходимые измерения в процессе экспери-ментов. Автономность работы измерительной системы здесь, как и ранее, обеспечива-ется применением малогабаритных комплектующих: источника когерентного излуче-ния (лазера) и цифровой видеокамеры.

Определяющее значение для эффективного функционирования интерферометра

имеет также его высокая конструкционная жесткость. Вариант такого прибора пред-ставлен на рисунке 3 б..

Рис. 2. Типичные спекл-интерферограммы полей тангенциальных перемещений, наблюдаемые в зоне разрушающего воздействия на объект для определения оста-точных напряжений: а, б – при высверловке малоразмерного зондирующего отвер-стия; в, г – при создании узкого пропила.

Рис. 3. .Варианты автономных спекл-интерферометров: а – для измерения ОН в полевых условиях; б – для работы в составе измерительной системы разрывной испытательной машины.


156

На рисунке 4 демонстрируются типичные спекл-интерферограммы, зарегистрирован-ные с его помощью при статических и циклических испытаниях образца с концентра-тором напряжений, изготовленного из авиационного алюминиевого сплава.

С целью оперативного контроля за развитием деформаций может быть исполь-

зована разработанная в ИМАШ РАН управляющая программа, позволяющая наблю-дать возникающие картины полос практически в реальном режиме времениВ последнее время быстрыми темпами развивается и активно внедряется в инженерную практику относительно новый метод экспериментальной механики –корреляция цифровых изо-бражений (КЦИ) [16]. Данный метод, как и рассмотренная выше ЭЦСИ, предназначен для анализа деформированного состояния объекта в полевом (континуальном) формате (2D или 3D). В частном варианте он может использоваться и в режиме виртуального оптического линейного тензометра. С его помощью производится отслеживание сме-щений одних и тех же физических точек на поверхности тела до и после его деформи-рования. Свидетелями этому являются смещения элементов системы хаотически рас-пределенных по поверхности объекта и неразрывно связанных с ним малоразмерных меток-пятен, именуемых, как и в ЭЦСИ, спекл-структурой. Однако здесь данная систе-ма не имеет интерференционно-оптического происхождения, а может быть создана простым дисперсным распылением красящего вещества.

Современные системы КЦИ-измерений (например, серия систем «VIC», США) позволяют анализировать как отклики объекта на статическое нагружение, так и быс-тропротекающие процессы при исследовании динамического формоизменения объек-тов с помощью высокоскоростных цифровых видеокамер. При этом, для исследования полей деформаций в трехмерном пространстве необходимо использовать стереосисте-му, включающую две цифровые видеокамеры.

Процедура реализации метода включает в себя три основных этапа: подготовка объекта (нанесение спекл-структуры) и настройка системы измере-

ний (калибровка); регистрация изображений в процессе деформирования; компьютерная обработка цифровых изображений. Для анализа полей перемещений, очевидно, необходимы, как минимум, два изо-

бражения поверхности испытуемого объекта со спекл-структурой, записанные на раз-личных шагах деформирования. В ходе дальнейшей, апостериорной обработки полу-ченных изображений вся поверхность объекта разбивается на фрагменты, и анализиру-ется перемещение спекл-структуры в пределах каждого элементарного окна. При этом

Рис. 4. Спекл-интерферограммы осевой компоненты перемещений, зареги-стрированные при испытаниях на растяжение плоского образца с круговым концентратором напряжений: а – упругое деформирование; б – остаточное деформирование; в – развитие усталостных трещин.


157

постулируется, что в пределах данного участка распределение перемещений может быть приближено простой и известной по форме функцией, имеющей ограниченный ряд подлежащих определению числовых параметров. В более простых 2D задачах в ка-честве частных функций могут рассматриваться: тангенциальное смещение участка как целого (параллельный перенос), жесткий поворот, сдвиг, линейная деформация и пр. Полная функция перемещений является линейной суперпозицией данных частных функций. Цифровые изображения обрабатываются с использованием методов корреля-ционного анализа случайных функций, характеризующих интенсивность (уровни ярко-сти) в каждом пикселе изображения. Фрагменты изображения нагруженного объекта программными средствами смещаются (геометрически варьируются по заданным па-раметрам) до тех пор, пока соответствующая трансформируемая спекл-структура не будет максимально точно соответствовать структуре на опорном изображении неде-формированного тела. Максимум корреляции двух структур определяет искомые пара-метры функций в пределах каждого элементарного окна.

Далее методами численного анализа вычисляются частные производные от полу-чаемых функций, что позволяет определить компоненты тензора деформаций и пово-ротов. Результаты измерений могут быть представлены в виде графиков, в форме (по-лихроматических) трехмерных картин, в виде двумерных картин, совмещенных с изо-бражением деформируемого объекта, а также в виде анимированного изображения, по-зволяющего наблюдать изменение деформационной картины в процессе нагружения.

Таким образом, методология КЦИ лежит на стыке технологий регистрации изо-бражений с помощью цифровой техники с высоким разрешением, компьютерных мето-дов их обработки, математических методов численного анализа случайных функций, а также определяющих положений механики деформируемого твердого тела. Вместе с появлением современных разработок в данных направлениях расширяется и круг эф-фективно решаемых задач с помощью этого метода. В качестве примера на рисунке 5 демонстрируются картины полей тангенциальных упругопластических перемещений и деформаций, зарегистрированные методом КЦИ при испытаниях образцов с круговым концентратором напряжений (O6 мм) [5]. Здесь, как можно видеть, на реальных полях продольных и поперечных перемещений обнаруживаются вполне заметные искажения, вызванные, по всей видимости, неточностями изготовления или нагружения образца. Вместе с тем, на распределениях деформаций в окрестности концентратора данный фактор существенно менее выражен.

Рис. 5. Картины полей перемещений и деформаций в плоском образце с концентра-тором напряжений: а – продольных перемещений; б – поперечных перемещений; в – продольных деформаций; г – поперечных деформаций.


158

На рисунке 6 представлены поля перемещений, полученные в окрестности вер-шины краевой трещины в элементе конструкции типа пластины при растяжении [17, 18]. Математическая обработка получаемых результатов позволяет оценить значения параметров механики разрушения: коэффициента интенсивности напряжений и Т-напряжений.

Метод КЦИ может с успехом применяться и в задачах дефектоскопии реальных

элементов конструкций. При наличии дефекта, скрытого от непосредственного наблю-дения, его обнаружение может выполняться путем приложения малых тестирующих нагрузок и поиска мест нерегулярности деформационного отклика [19]. Последующая идентификация дефекта, в том числе установление численных значений его геометри-ческих параметров, основывается, как и ранее, на сопоставлении экспериментальных данных с результатами численного моделирования. В качестве иллюстрации, на рисун-ке 8а представлена картина осевых деформаций на внешней поверхности изгибаемой трубы (цилиндрической оболочки), имеющей трещиноподобный дефект на внутренней поверхности, полученная с помощью численного дифференцирования поля перемеще-ний, зарегистрированного методом КЦИ. Для сравнения, на рисунке 8б демонстрирует-ся соответствующее ожидаемое распределение, рассчитанное с помощью метода ко-нечных элементов. Путем варьирования параметров дефекта в модели и установления максимального корреляционного соответствия между экспериментальными и расчет-ными данными в данном случае удалось оценить глубину реального дефекта с погреш-ностью до 7%.

Таким образом, приведенные результаты свидетельствуют о высокой эффектив-ности средств экспериментальной механики, предоставляющих сведения о деформиро-ванном состоянии объектов не в отдельных точках, а в континуальном формате, в част-ности – современных оптических методов: корреляции цифровых изображений и кор-реляционной цифровой спекл-интерферометрии. С их использованием открываются новые возможности для анализа НДС, для изучения процессов деформирования и раз-рушения твердых тел, благодаря значительной по объему и качеству исходной инфор-мации, получаемой экспериментатором. Активному внедрению данного инструмента-рия в инженерную практику будет способствовать совершенствование как его аппарат-ной, так и программной составляющих. Перспективным представляется также сочета-

Рис. 6. Поля компонент перемещений в окрестности краевой трещины в элементе конструкции типа пластины при растяжении, полученные методом корреляции цифровых изображений: а – горизонтальной; б – вертикальной (согласно ориен-тации рисунков).


159

ние методов КЦИ и ЭЦСИ в едином измерительном комплексе, что существенно рас-ширит диапазон исследуемых полей перемещений и деформаций.

Список литературы: 1. Джоунс Р., Уайкс К. Голографическая и спекл-интерферометрия. – М.: Мир.

1986. – 328 с. 2. Shchepinov V.P., Pisarev V.S., Novikov S.A., Balalov V.V., Odintsev I.N., Bon-

darenko M.M. Strain and stress analysis by holographic and speckle interferometry. – Chich-ester: John Wiley & Sons. 1996. – 496 p.

3. Разумовский И.А. Интерференционно-оптические методы механики деформи-руемого твердого тела. – М.: Изд. МГТУ. 2007. – 240 с.

4. Digital speckle pattern interferometry and related techniques. / Ed. by P.K. Rastogi. John Wiley & Sons. 2001. – 368 p.

5. Луценко А.Н., Одинцев И.Н., Гриневич А.В., Северов П.Б., Плугатарь Т.П. Ис-следование процесса деформирования материала оптико-корреляционными методами // Авиационные материалы и технологии. – 2014. – №S4. – С.70-86.

6. Франсон М. Оптика спеклов. – М.: Мир. 1980. – 171 с. 7. Одинцев И.Н., Чернов А.В. Метод испытания анизотропных материалов с ис-

пользованием образца-диска // Заводская лаборатория. Диагностика материалов. - 2011. - Т.77. - №2. - С.44-50.

8. Апальков А.А., Одинцев И.Н., Разумовский И.А. Применение электронной спекл-интерферометрии для измерения остаточных напряжений // Заводская лаборато-рия (Диагностика материалов) – 2002. – Т.68. – №4. – С.48-51.

Рис. 8. Поле продольных деформаций на поверхности изгибаемой цилиндрической оболочки со скрытым трещиноподобным дефектом: а – данные эксперимента с применением КЦИ; б – результат численного модели-рования методом конечных элементов


160

9. Viotti M.R., Kaufmann G.H. Accuracy and sensitivity of a hole drilling and digital speckle pattern interferometry combined technique to measure residual stresses. Optics & La-sers in Engineering, 2004; 41(2): 297-305.

10. Nelson D.V. Residual Stress Determination by Hole Drilling Combined with Opti-cal Methods // Experimental Mechanics – (2010) 50 – P.145-158.

11. Apalkov A.A., Odintsev I.N., Usov S.M. Speckle pattern interferometry for meas-urement of residual stress: basic approach, mathematical support, special arrangement, practi-cal application // Machines, technologies, materials – 2015. – № 5. – P.18-20.

12. Viotti M.R., Dolinko A.E., Galizzia G.E., Kaufmann G.H. A portable digital speckle pattern interferometry device to measure residual stresses using the hole drilling technique // Optics and Lasers in Engineering – 2006 – V.44. – P. 1052-1066.

13. Махутов Н.А., Разумовский И.А., Косов В.С., Апальков А.А., Одинцев И.Н. Исследования остаточных напряжений с применением электронной цифровой спекл-интерферометрии в натурных условиях // Заводская лаборатория (Диагностика мате-риалов) – 2008. – Т.74. – №5. – С.47-51.

14. Антонов А.А., Стеклов О.И., Антонов (мл.) А.А., Сидорин Ю.В. Исследование технологических остаточных напряжений в сварных соединениях магистральных тру-бопроводов. // Заготовительные производства в машиностроении – 2010. - №3. – С.13-19.

15. Гриневич А.В., Одинцев И.Н., Северов П.Б. Применение цифровой спекл-интерферометрии при испытаниях материалов на усталость. Тезисы докладов Между-народной научно-технической конференции «Усталость и термоусталость материалов и элементов конструкций», Киев, Украина, 2013, с.84-85.

16. Sutton M.A., Orteu J., Schreier H.W. Image correlation for shape, motion and de-formation measurements: basic concepts, theory and applications. Springer, 2009. 321 p.

17. Усов С.М., Одинцев И.Н. Применение метода корреляции цифровых изобра-жений для исследования процесса деформирования и разрушения материалов и эле-ментов конструкций / Труды Международной конференции «Живучесть и конструкци-онное материаловедение», Москва, 22-24 октября 2012, М.: Изд-во ИМАШ РАН, 2012. Т.1. С.304-313.

18. Usov S.M., Odintsev I.N. The study of the stress-strain state of objects with using digital image correlation / Book of abstracts and proceedings of 10h HSTAM International congress on mechanics, Greece, 2013, p. 101.

19. Усов С.М., Одинцев И.Н. Геометрическая идентификация трещиноподобных дефектов на пластинах и оболочках с использованием метода корреляции цифровых изображений. Тезисы VIII Российской научно-технической конференции «Механика, ресурс и диагностика материалов и конструкций», Екатеринбург, 26-30 мая 2014, с.120.

Работа выполнена при поддержке гранта РНФ № 14-19-00383.



Петрешин Д. И. Федонин О. Н. Карпушкин В. А.; 2015.

161

УДК 658.562 Д. И. Петрешин, д-р техн. наук, проф., О. Н. Федонин д-р техн. наук, проф.,

В. А. Карпушкин, аспирант ФГБОУ ВПО «Брянский государственный технический университет», Россия

E – mail: [email protected], [email protected], [email protected]

ОРГАНИЗАЦИЯ ОБМЕНА ИНМОРМАЦИЕЙ В АВТОМАТИЗИРОВАННОЙ СИСТЕМЕ СБОРА И АНАЛИЗА ПРОИЗВОДСТВЕННЫХ ДАННЫХ

В статье рассматривается предлагаемый способ организации обмена информацией между уст-

ройством сопряжения и сервером в автоматизированной системе сбора производственных данных с металлорежущих станков с ЧПУ. Приводится описание структуры автоматизированной системы, структурной схемы устройства сопряжения и рассматривается стек протоколов реализованных в устройстве сопряжения.

Ключевые слова: микроконтроллер; устройство сопряжения; сервер; автоматизированная сис-тема; протокол TCP/IP; ARP; ICMP; API; TCP; IP.

D.I. Petreshin, O.N. Fedonin, V.A. Karpushkin

THE ORGANIZATION OF EXCHANGE INFORMATION IN THE AUTOMATED SYSTEM OF

COLLECTION AND ANALYSIS OF PRODUCTION DATA The article discusses the proposed method of organization of information exchange between the controller and the server in the automated system of collection and analysis of production data with CNC machine tools. De-scribes the structure of the automated system structural diagram of the controller and discusses the protocol stack implemented in the controller. Key words: microcontroller; controller; server; automated system; protocol TCP/IP; ARP; ICMP; API; TCP; IP.

1. Введение Эффективность и экономические показатели современных производственных

предприятий во многом определяется уровнем управления и организации производст-венных и технологических процессов (ТП), возможностью снижения издержек времен-ных и материальных ресурсов с целью обеспечения конкурентоспособности отечест-венной продукции. Во многом именно эти требования обусловливают в последние годы актуальность развития и использования таких типов систем управления предприятиями и производствами, как MRPII, ERP, MES [1,2]. Для построения подобных систем необ-ходимо реализовать передачу актуальных производственных данных от технологиче-ского оборудования в основную систему.

Автоматизированная система сбора и анализа производственных данных с метал-лорежущих станков позволяет осуществлять мониторинг работы оборудования в ре-альном времени, выполнять анализ и классификацию причин простоя оборудования, информировать цеховые службы предприятия о простое оборудования, выполнять ад-министрирование технологических программ на станках с ЧПУ, вести журнал техниче-ского обслуживания (ТО), который предназначен для напоминания о необходимости ТО, создавать отчеты о его работе и причинах простоя. Таким образом, использование автоматизированной системы должно обеспечивать повышение эффективности органи-зации планирования производства и функционирования станков с ЧПУ [1].

2. Основное содержание и результаты работы Предлагается следующая структура автоматизированной системы сбора и анализа

производственных данных (рис. 1.). В состав системы входит: определенное количество (n) станков с ЧПУ и устройств сопряжения (УС), сетевой(ые) коммутатор(ы), сервер.

mailto:[email protected],




162

Предлагаемое УС осуществляет сбор информации с УЧПУ, датчиков, установленных на станке, производит первичную обработку полученной информации о работе металлорежу-щего станка с УЧПУ и состоянии его элементов, и передает ее на ПЭВМ (сервер). В случае отсутствия сетево-го соединения информация сохраня-ется в карте памяти, как только со-единение восстанавливается, запи-санная информация с карты переда-ется на ПЭВМ, а после успешной пе-

редачи стирается с карты памяти. Устройство сопряжения (рис. 2) содержит: блок оп-тронной развязки (БОР), модуль часов реального времени (ЧРВ), модуль контроля ре-жущего инструмента (КРИ), микроконтроллер (МК), модуль Ethernet (МЕ), преобразо-ватель интерфейсов TTL/RS232 (П), модуль карты памяти.

Блок оптронной развязки предназначен для подключения к дискретным входным и выходным каналам УЧПУ металлорежущего станка. Для получения информации о теку-щем времени (год, месяц, число, время) в УС используется модуль часов реального време-ни, подключаемый к микроконтроллеру УС. Модуль контроля режущего инструмента,

предназначен для контроля состояния режущего инструмента в процессе ме-ханической обработки деталей машин.

Микроконтроллер, используемый в УС, предназначен для управления ра-ботой подключаемых к нему модулей, а также получаемой и передаваемой ин-формацией. Модуль Ethernet, использу-ется для передачи информации, полу-ченной от микроконтроллера через се-тевой коммутатор в ПЭВМ. Преобразо-ватель интерфейсов TTL/RS232, пред-

назначен для преобразования сигналов последовательного порта RS-232 в сигналы, ис-пользуемые в цифровых схемах на базе ТТЛ технологий. При отсутствии подключения к сети или ПЭВМ информация, поступающая от микроконтроллера, записывается на карту памяти, для этого используется модуль карты памяти. Вход 1 служит для подключения к дискретным выходным каналам УЧПУ, выход 2 служит для подключения к дискретным входным каналам УЧПУ. Для подключения датчиков тока в УС используется вход 3. Вход 4 предназначен для подключения считывателя Rfid метки. Выход 5 предназначен для подключения УС к ПЭВМ или сетевому коммутатору, а выход 6 предназначен для подключения к конвертеру RS232/CAN, который в свою очередь подключается к счетчи-ку электроэнергии.

Микроконтроллер получает информацию о состоянии металлорежущего станка с ЧПУ (например, станок выключен, станок включен, работа по управляющей программе, количество выполненных деталей, авария электрической части и пр.). Данная информация формируется в УЧПУ программой логики станка. Информация от УЧПУ в микроконтроллер передается через вход блока оптронной развязки. После поступления информации микроконтроллер производит ее первичную обработку и при активном сетевом подключение при помощи модуля Ethernet передает информацию через сетевой

Рис. 1. Структура автоматизированной систе-мы сбора и анализа производственных данных с металлорежущих станков с ЧПУ

Рис. 2. Структура устройства сопряжения


163

коммутатор, на ПЭВМ. Данная информация может быть обработана на ПЭВМ с помощью специального программного обеспечения и предоставлена в форме удобной для пользователя: графиков, диаграмм и таблиц. Если же сетевое подключение отсутствует, информация записывается на карту памяти с помощью модуля карты памяти. В том случае, когда необходимо оповестить оператора, о событии, которое произошло на станке, например износ или поломка режущего инструмента, устройство сопряжения с помощью микроконтроллера отправляет соответствующий сигнал в УЧПУ станка через блок оптронной развязки и выход, подключенный к дискретному входу УЧПУ станка.

Модуль часов реального времени предназначен для фиксации времени, когда произошло то или иное событие, например станок, выключили или включили и т.д.

Модуль контроля режущего инструмента в устройстве сопряжения предназначен для предотвращения некачественной механической обработки деталей по причине изношенного режущего инструмента или его поломки в процессе обработки. Для осуществления выше сказанного к входу 3 данного модуля подключаются датчики тока (основанные на эффекте Холла), которые устанавливаются в питающих проводах привода подач и привода главного движения станка. Он включает в себя: аналогово-цифровой преобразователь, источник опорного напряжения, микроконтроллер, блок индикации, жидкокристаллический индикатор. К микроконтроллеру устройства сопряжения можно подключить следующие дополнительные устройства: счетчик электроэнергии и Rfid считыватель. Счетчик электроэнергии используется для учета энергозатрат станка. Он подключается с помощью конвертера RS232/CAN, который подключается к выходу 6 преобразователя интерфейсов TTL/RS232. Считыватель Rfid метки используется для фиксации сотрудников, которые работали на станке (оператор, ремонтный персонал и т.д.). Он подключается к входу 4 [2].

В автоматизированной системе сбора производственных данных с металлорежу-щих станков с ЧПУ УС является клиентом, программное обеспечение (ПО) прошитое в его микроконтроллер отвечает за клиентскую часть. На сервере в установленном про-граммном обеспечении есть подпрограмма, отвечающая за драйвер протокола TCP/IP, данная подпрограмма является серверным приложением.

Данная подпрограмма должна осуществлять прием по стеку протоколов TCP/IP и сохранение полученных данных от устройств сопряжения. А программное обеспечение предназначено для анализа собранных данных с устройств сопряжения и других опи-санных функций аппаратно-программного комплекса.

Рассмотрим модуль Ethernet подробней. Основой данного модуля является мик-росхема ENC28J60. Микросхема ENC28J60 взаимодействует с МК УС по интерфейсу SPI (Serial Peripheral Interface, последовательный периферийный интерфейс). Она включает протокол приема/передачи данных, MAC адрес, и протокол физического уровня в одной микросхеме (рис. 3).

Особенности микросхемы ENC28J60: соответствует спецификации стандарта IEEE 802.3; полная совмес-тимость с 10/100/1000 Base – T сетями; встроенный MAC адрес; поддерживается полу и дуплексный режим пере-дачи данных; программи-руемая автоматическая ретрансляция на столкнове-ния; программируемое за-полнение и генерирование контрольной суммы; про-

Рис. 3. Структурная схема подключения ENC28J60


164

граммируемый автоматический отказ от ошибочных пакетов; интерфейс SPI с тактовой частотой до 20 МГц [3].

УС производит первичную обработку информации и записывает ее в буфер дан-ных в памяти МК. Как только буфер заполняется, данные передаются по каналу Ethernet по протоколу TCP/IP через сетевой коммутатор на ПЭВМ.

TCP устанавливает соединения, которые должны быть созданы перед передачей данных. TCP соединение можно разделить на 3 стадии: установка соединения, передача данных, завершение соединения (рис. 4).

Рис. 4. Соединение по TCP/IP УС и ПЭВМ

Спецификой подпрограммы предназначенной для сопряжения УС и ПЭВМ (сер-

вера) можно считать следующее: 1. Программирование основных функций подпрограммы; 2. Написание приложения TCP сервера с помощью интерфейса прикладного програм-мирования (API) на базе сокетов под платформу Win32; 3. Обработка полученной информации и ее сохранение.

5. Заключение Подпрограмма осуществляет прием по стеку протоколов TCP/IP, анализ данных

на повторение и сохранение полученных актуальных данных от устройств сопряжения в соответствующие базы данных. Данная подпрограмма является важной составной ча-стью автоматизированной системы, которая позволяет наладить взаимодействие между источником данных и программным обеспечением осуществляющим анализа данных.

Список литературы: 1. Петрешин, Д.И. Модуль контроля режущего инструмента в автоматизирован-

ной системе сбора и анализа производственных данных с металлорежущих станков с ЧПУ/ Д.И. Петрешин, О.Н. Федонин, В.А. Карпушкин // Современные проблемы горно-металлургического комплекса. Наука и производство: материалы XI Всероссийской на-учно–практической конференции с международным участием 3 – 5 декабря 2014 г. / редкол.: Г.С. Подгородецкий Ю. И. Еременко, Е. В. Ильичева, Л. Н. Крахт, А. А. Кожу-хов, А.В. Макаров, Ю.В. Вертакова. – Старый Оскол, 2014. – Том 2. – 365 с.

2. Петрешин, Д.И. Устройство сопряжения для автоматизированной системы сбора и анализа производственных данных/ Д.И. Петрешин, О.Н. Федонин, В.А. Карпушкин/ Вестник Брянского государственного технического университета. – 2014. №4 (44). – 125-128 с.

3. ENC28J60 Data Sheet: [Электронный ресурс]. – Режим доступа: http://lib.chipdip.ru/205/DOC000205306.pdf – Загл. с экрана.

4. Виснадул, Б.Д. Основы компьютерных сетей/ Б.Д. Виснадул, С.А. Лупин, С.В. Си-доров, П.Ю. Чумаченко/ Под ред. Л.Г. Гагариной. - М.: Форум Инфра-М. - 2007. – 272 с.

5. Postel, J. Internet Protocol - DARPA Internet Program Protocol Specification, RFC 791, USC/Information Sciences Institute, September 1981. – p. 85.


http://lib.chipdip.ru/205/DOC000205306.pdf


© Поветкин В.В., Керимжанова М.Ф., Ибрагимова З.А.,Татыбаев М.К., Исаева И.Н.; 2015 г

165

УДК 621.09 В.В. Поветкин, М.Ф. Керимжанова, З.А. Ибрагимова,

М.К. Татыбаев, И.Н. Исаева АО Казахский национальный технический университет им. К.И.Сатпаева,

Республика Казахстан, E-mail: [email protected]

ОБОСНОВАНИЕ ТЕХНОЛОГИЧЕСКИХ СПОСОБОВ ПОВЫШЕНИЯ

ДОЛГОВЕЧНОСТИ ЗУБЧАТЫХ КОЛЁС

В статье приведены результаты исследований технологических способов повышения долговечности зубчатых колес. Представлено устройство для энергетической активации поверхностного слоя зубчатых зацеплений и повышения их износостойкости. Показаны результаты экспериментальных исследований методов поверхностно-пластического деформирования. Ключевые слова: тяжелонагруженные зубчатые колеса, долговечность, поверхностно-пластическое деформирование, износостойкость, термоимпульсная обработка.

V. Povetkin, M. Kerimzanova, Z. Ibrahimov, M. Tatybaev, I. Isayeva

JUSTIFICATION TECHNOLOGICAL WAYS TO IMPROVE THE DURABILITY OF GEARS In the article the results of research on technological ways to improve the durability of gears. Submitted by de-vice for energy gearing surface layer activation and increase their durability. Showing results of experimental research of methods of surface plastic deformation. Keywords: heavy-loaded gears, durability of surface plastic deformation, wear resistance, termoimpulse proc-essing.

Повышение долговечности тяжелонагруженных зубчатых колес является весьма

сложным и взаимоувязанным комплексом различных проблем. Решение проблем экс-плуатации тяжелонагруженных зубчатых колес требует использования всего арсенала технологических средств, с целью обеспечения высокого качества их рабочих поверх-ностей.

Повышение плавности передачи, и тем самым снижение динамических нагрузок и шума может быть достигнуто различными способами. Жесткость зацепления, оказы-вающая определенное влияние на плавность работы передачи, существенно зависит от толщины обода h0 зубчатого колеса. Изменением конфигурации тела колес можно до-биться снижения жесткости зацепления, однако, значительное уменьшение толщины обода и толщины тела венца приводит к уменьшению их прочности [1].

Широко распространенным в практике методом, повышающим эксплуатацион-ные показатели работы зубчатых передач, является модификация профиля зубьев. Су-ществуют естественная и профильная модификации. Применение профильной модификации позволяет снизить неравномерность распределения нагрузки по ширине зуба и в некоторой степени компенсирует действие ошибок изготовления и упругих деформаций, тем самым повышая плавность работы передачи. На рисунке 1 приведены параметры профильной модификации. Проведенными ранее исследованиями установ-лено, что для тяжелонагруженных зубчатых колес круговая форма является более эф-фективной .

Наряду с модификацией профиля, влияние на прочностную надежность зубьев



166

колес, особенно по допускаемым напряжениям изгиба, оказывает значение модуля m. Для тяжелонагруженных зубчатых передач рекомендуется применять крупномодульные колеса, однако при увеличении модуля снижается их контактная выносливость и противозадирная стойкость.

а – профильная модификация головки зуба; б – профильная модификация

головки и ножки зуба Рисунок 1 − Параметры профильной модификации

Установлено, что большинство зубчатых колес в процессе работы испытывает

динамические нагрузки, изменяющиеся по симметричному знакопеременному или асимметричному знакопеременному циклу. Неизбежные дефекты формы и взаимно-го расположения зубьев в передачах вызывают неплавную работу передаточного ме-ханизма, характеризуемую шумом, вибрациями и дополнительными динамическими нагрузками, возникающими как непосредственно на зубьях передачи, так и в узлах привода.

Зубчатые колеса шаровых мельниц являются тяжелонагруженными деталями. Зубья колес испытывают высокие давления в зоне контакта. Удельные давления в контакте достигают 0,025 – 0,035 МПа.

Существенное влияние на прочность тяжелонагруженных зубчатых колес ока-зывают конструктивные и технологические концентраторы напряжений, такие, напри-мер, как форма галтели и чистота обработки впадин. Эксплуатационная прочность зубчатых колес определяется усталостной прочностью зуба, при этом состояние по-верхностного слоя приобретает особое значение. Следует отметить, что приведенные в литературе данные о выходе из строя 10-40 % зубчатых колес в результате усталост-ных поломок зуба недостаточно полно отражают истинное состояние вопроса. Автора-ми не учитываются конструктивные изменения деталей, возможность применения бо-лее легированных сталей, увеличения модуля зубчатых колес. Все эти меры позволили снизить процент усталостных поломок зубчатых пар, но привели к существенному удорожанию и утяжелению конструкций. Повышение модуля колес, кроме того, при-вело в ряде случаев к снижению контактной прочности зубьев, к снижению их стой-кости против заедания.

Прочность зубьев зубчатых колес зависит не только от радиуса галтели, но и от шероховатости поверхности галтели зуба. Влияние шероховатости галтели и дефек-тов на ее поверхности может оказаться гораздо сильнее, чем наличие самой галтели, особенно для твердых материалов. При изготовлении зубчатых колес 7-8-й степени


167

точности шлифовка по галтелям часто не проводится, в галтелях зубьев остаются риски, шероховатость поверхности соответствует 12,5-6,3 мкм.

Для тяжелонагруженных зубчатых передач особое значение имеет период приработки зубчатых колес. Такие колеса работают в условиях высоких удельных нагрузок, увеличенных температур, и при недостаточном подводе смазки. Для обеспечения надежности и долговечности тяжелонагруженных зубчатых передач во время эксплуатации, сохранения регламентирующих зазоров и предохранения от повреждений трущихся сопряжений обкатку пар трения проводят в холостую с постепенным их нагружением. В процессе приработки происходит коренное изменение свойств тонких поверхностных слоев трущихся рабочих поверхностей зубьев, связанное с возникновением специфических вторичных структур на поверхностях сопряженных деталей [2].

Для современного машиностроения технологические процессы, связанные с ме-ханическим упрочнением рабочей поверхности зубчатых колес и повышением их изгиб-ной прочности, являются гаиболее перспективными.

Широкое распространение получил один из методов поверхностного деформа-ционного упрочнения зубчатых колес - наклеп дробью. Многочисленные эксперименты и заводская практика доказали высокую эффективность упрочнения дробью разнооб-разных деталей, изготовленных из черных и цветных металлов.

Вопросам дробеструйного наклепа посвящены работы М.М. Саверина, И.В. Кудрявцева, И.М. Шашина, Н.А. Карасева и других. Сущность процесса наклепа дро-бью заключается в том, что поверхность окончательно изготовленной детали подверга-ется холодной пластической деформации посредством ударного импульса чугунной или стальной дробью диаметром от 0,3 до 2,5 мм.

Структурные превращения в поверхностном слое, а также пластическая де-формация этого слоя, возникающая при наклепе, приводят к увеличению его объ-ема и, вследствие сопротивления со стороны недеформированных внутренних сло-ев, к упругому сжатию, вызывающему в поверхностных слоях остаточные сжи-мающие напряжения, а внутри детали – остаточные растягивающие напряжения. Сжимающие напряжения, складываясь с рабочими растягивающими, уменьшают вредное действие последних.

Имеющиеся данные свидетельствуют о значительном повышении предела вы-носливости, долговечности и ударно-усталостной прочности цементованных образцов и зубчатых колес. Так, в работе [3] отмечалось, что предел выносливости цементованных образцов, изготовленных из сталей 18ХГТ, 12ХНВА, в результате наклепа дробью по-вышался на 6 – 60 % в зависимости от режимов наклепа; ударно-циклическая проч-ность аналогичных образцов из стали 30ХГТ при наклепе дробью повысилась в 2 раза.

Важное значение при разработке технологии деформационного упрочнения дробью имеет правильный выбор параметров режима наклепа. При выборе режимов наклепа должна быть учтена значительная неравномерность фа-зового состава и прочностных характеристик поверхностных слоев зубчатых колес, подвергнутых цементации и нитроцементации.

Важней задачей повышения твердости и износостойкости поверхности тяжелонагруженных зубчатых передач является создание такой технологии упрочнения зубчатых зацеплений, которая бы позволила увеличить срок службы привода шаровой мельницы.

Анализ существующих способов и технологий упрочнения деталей машин показал, что дробеструйный способ, являющийся бесконтактным, позволяет


168

произвести модификацию поверхностного слоя металла, т.е. произвести наклеп, который значительно повышает твердость поверхности металла и, тем самым, создает предпосылки значительного увеличения износостойкости поверхности.

Для повышения процесса активизации металла требуется подготовка поверхности обработки металла под дробеструйное воздействие, путем создания энергетических тепловых полей в металле, способствующих активизации процесса дробеструйного воздействия. Мгновенные температурные поля, вводимые в металл, позволяют создать благоприятные условия для механического воздействия дробью и развития на поверхностном слое остаточных напряжений сжатия.

Для реализации указанных условий, авторами разработан способ упрочнения зубчатых колес на базе совмещения тепловых потоков мгновенно вводимых в поверхность металла, и механическое (ударное) воздействие дробью или воздействие профилированным деформирующим инструментом (ролик или шарик).

Изобретение относится к области технологии машиностроения, а именно к зуб-чатым передачам. Предназначено для обеспечения высокой износостойкости зубчатого зацепления, позволяет повысить долговечность зубчатых передач; например тяжелона-груженных колес привода шаровых мельниц.

Известна зубчатая передача (патент № 2086837, F16H55/08, 19.10.1993), в кото-рой на рабочие поверхности зубчатого зацепления нанесен износостойкий материал: на ведомое колесо равномерным слоем, а на ведущее - в виде выступающих частей изно-состойкого материала. При вращении зубчатых колес выступающие части износостой-кого материала ведущего колеса, контактируя с износостойким покрытием ведомого колеса, воспринимают часть нагрузки на себя. Недостатком устройств, в которых по-вышение износостойкости достигается объемным упрочнением (термическая обработ-ка), является недостаточная твердость поверхностей зубьев зубчатого зацепления, ра-ботающего в условиях интенсивного абразивного изнашивания. Поверхностное упроч-нение (химико-термическое и др.) малоэффективно, поскольку тонкий слой упрочнен-ного материала поверхности зуба быстро истирается абразивными частицами измель-чаемого материала.

Авторами предложен способ, основанный на энергетической активации поверхностного слоя зубчатых зацеплений и повышения их износостойкости с применением специального устройства – термоинструмента [4].

Предлагаемый способ позволит увеличить ресурс работы тяжелонагруженных зубчатых зацеплений шаровых мельниц. Сущность способа заключается в том, что по-сле приработки и перед дробеструйной обработкой дополнительно нагревают поверх-ностный слой зубьев колеса до температуры ниже структурных фазовых превращений посредством высокотемпературного и высокоскоростного факела ракетной горелки и путем создания пятна контакта факела горелки по всей высоте зуба, включая дно зуба, что обеспечивает предельную плотность внутренней энергии поверхностного слоя.

Под воздействием такого теплового поля в поверхностном слое зубьев возни-кают механические, тепловые и структурно-фазовые изменения, приводящие к их уп-рочнению и, как следствие, формированию качественно нового поверхностного слоя с более высокими физико-механическими характеристиками, влияющими на повышение таких эксплуатационных свойств деталей, как усталостная прочность, контактная вы-носливость, износостойкость.

В качестве рабочего органа для термоимпульсной обработки зубьев выбрана малогабаритная ракетная горелка для напыления абразивных порошков на поверхности трения металлов.


169

На рисунке 2 представлен рабочий орган термоструйной горелки. Термоинстумент состоит из камеры сгорания, в которую через завихритель подается воздух и через форсунку подается горючее внутрь камеры сгорания, где оно воспламеняется. В качестве горючего можно использовать горючие газы или горючие углеводородные (бензин, керосин, сояровое масло) жидкости В действующих стандар-тах расчета цилиндрических зубчатых передач на прочность (ГОСТ 21354-87, СВ СЭВ 5744-86 и др.) основные параметры передач (межосевое расстояние, модуль и.т.п.) оп-ределяются с учетом одной из характеристик кривых контактной или изгибной устало-сти – пределов выносливости – limН , limF , усредненные значения которых для раз-личных материалов и способов упрочнения рекомендуется определять через твердость рабочих ( limН ) или переходных ( limF ) поверхностей зубьев. При этом недостаточно полно учитываются такие важные параметры и факторы, как показатели кривых уста-лости ( Hm , Fm ) и глубина упрочненного слоя переходной поверхности.

Рисунок 2 – Термоинструмент в работе

Для установления действительной нагрузочной способности и долговечности

зубчатых передач необходимо проведение широкомасштабных ресурсных испытаний передач как новых, так и после капитального ремонта, в условиях, близких к эксплуа-тационным. Это требует больших затрат времени и рационально при создании высоко-надежных передач (самолетных, высоко-скоростных и пр.).

Были проведены исследования поверхностно-пластического упрочнения на мо-делях заготовок из сталей, применяемых при изготовлении зубчатых венцов приводов шаровых мельниц в стендовых условиях лаборатории университета на образцах из ста-лей 35Л и 35ХМЛ.

Для ППД зубчатой передачи принят дробеструйный метод, как наиболее эффек-тивный, способствующий увеличению твердости поверхности зубьев на 30-40 %, позволяющий повысить ресурс работы зубчатой передачи привода и самой барабанной мельницы.


170

В качестве моделирующего способа обработки принят механический способ ППД шариком или роликом, при котором в поверхностном слое металла создается наклеп и оста-точные напряжения, по глубине упрочненного слоя, что моделирует процесс дробеструйной обработки.

В результате процесса ППД определяли параметры шероховатости Rz от усилия давления Р шарика или ролика и режимов обработки (S, п), на поверхности заготовки, вы-полненной в виде вала из сталей 35Л и 35ХМЛ, параметры твердости поверхности НВ заго-товки при различных усилиях давления Р и различных оборотах n при обкатке шариком или роликом, а также характер изменения твердости НВ по глубине h упрочненного слоя.

При проведении эксперимента использовалось следующее оборудование: токар-но-винторезный станок марки GH2060ZH; динамометр 5 тс, твердомер универсальный 54-459 м по НВ 95-470, резец токарный проходной отогнутый (φ = 45 0, r = 0,5 мм), шарик в державке d = 4 мм; ролик в державке d = 22х7 мм; штангенциркуль 250 мм и микрометр.

Режимы предварительной обработки ступеней детали: наружное обтачивание п = 800 об / мин, S = 0,05 мм / об, t = 0,5 мм.

На рисунке 3 представлен фрагмент технологического процесса накатки ролико-вым обкатником.

Рисунок 3 − Процесс работы роликового обкатника На рисунке 4 представлен график зависимости твердости поверхности НВ вала

от числа оборотов n для сталей 35Л и 35ХМЛ, при Р = 400 Н обработке роликом. Таким образом, установлено, что повышения плавности работы передач можно достичь применением профильной модификации , которая позволяет снизить неравномерность распределения нагрузки по ширине зуба и, в некоторой степени, компенсировать действия ошибок изготовления и упругих деформации в зацеплении.

Приработка зубчатых колес в условиях близких к эксплуатационным позволяет обнаружить и устранить скрытые дефекты в результате пластической контактной де-формации или изнашивание контактных поверхностей.


171

Рисунок 4 − Графики зависимости твердости поверхности НВ = f (п) для сталей 35Л и 35ХМЛ при усилии обработки роликом Р = 400 Н

Установлен положительный эффект поверхностно-деформационного упрочне-ния сталей, подвергнутых химико-термической обработке, что объясняется собствен-ным упрочнением металла и созданием сжимающих напряжений в наклепанных по-верхностных слоях деталей в которых предел выносливости зубьев, в результате на-клепа дробью, повышается до 10-18 %, а эксплуатационная долговечность повышается в 2,5-3 раза.

Моделирование процесса дробеструйной обработки обеспечивается применени-ем поверхностно-пластического деформирования механическим способом - накаткой шариковым или роликовым обкатником. При этом выявлены функциональные зави-симости шероховатости поверхности от основных параметров режима накатывания. В результате установлено, что данный способ поверхностно-пластического деформиро-вания можно рекомендовать в качестве упрочняющей технологии, учитывая, что уп-рочнение металла происходит по глубине свыше 2 мм.

Список литературы: 1. Большакова М.Ю. Исследования влияния состава и структуры упрочненного поверхностного слоя на долговечность тяжелонагруженных зубчатых колес: дис. канд.техн. наук: 05.16.09. – Пермь: РГППУ, 2011. – 149 с. 2. Поляк М.С. Технология упрочнения. Технологические методы упрочнения. – М. : Машиностроение, 1995. – Т. 2. – 688 с. 3. Бутенко В.И. Локальная отделочно-упрочняющая обработка поверхностей деталей машин. – Таганрог: Изд-во ТРТУ, 2006. – 126 с. 4. Положительное решение по заявке № 2014 0190.1 Способ упрочнения зубчатых ко-лес привода шаровых мельниц. Поветкин В.В., Сушкова О.А., Ибрагимова З.А.

Поступила в редколлегию 24.04 2015 г.


© Ракунов Ю.П., Абрамов А.Ю., Ракунов А.Ю.; 2015 г.

172

УДК 621. 922:621.21 Ю.П. Ракунов, канд. техн. наук, В.В. Абрамов, д-р техн. наук,

А.Ю.Ракунов,инженер Московский государственный строительный университет, Россия

Тел/Факс: +7 (499) 1834683; Е-mail: [email protected])

О ТИПОРАЗМЕРЕ РЕЖУЩЕГО КЛИНА И КОНТАКТНЫХ НАПРЯЖЕНИЯХ НА ЕГО ПЕРЕДНЕЙ И ЗАДНЕЙ ПОВЕРХНОСТЯХ

В статье рассматриваются характера и распределения контактных напряжений на передней и

задней поверхностях режущего клина (РК) с учетом величины радиуса округления режущей кромки (ρ)который определяет типоразмер РК совместно с передним и задним углом резца. Рассмотрена кинетика изменения радиуса ρ резцов из сверхтвердых материалов при обработке закаленных сталей. Определены парные корреляционные зависимости между действительной толщиной среза а и ρпр,обеспечивающим наибольшую прочность РК и ρт, соответствующим максимальной стойкости инструмента при тонкой и чистовой обработке труднообрабатываемых материалов, в том числе закалённых сталей и жаропрочных сплавов. Приведены величины нормальных сил, сил трения и удельных нагрузок при точении частично приработанным резцом из композита 01 закаленной стали ХВ1Г. Исследован характер изменения нормальных и касательных напряжений с повышением скорости резания и подачи на оборот.

Ключевые слова: режущий клин, контактные напряжения, радиус округления, толщина среза, оптимизация параметров РК, кинетика износа, резец из сверхтвердых материалов.

Y. P. Rakunov, V. VAbramov, A.Y.Rakunov

ABOUT SIZES CUTTING WEDGEANDCONTACTVOLTAGEATITSFRONT ANDBACK SURFACES Abstract:The article discusses the nature and distribution of contact pressure on the front and rear surfaces of the cutting wedge (CW) given the radius of the rounding of the cutting edge (ρ) which determines the size of CW together with the front and rear corner cutter. The kinetics of the radius ρ cutters from superhard materials in the processing of hardened steels. Determined pair correlations between actual slice thickness a and ρst and providing the greatest strength and ρd of CW, the corresponding maximum tool life for fine and finishing hard materials, including hardened steels and superalloys. Given the magnitude of normal forces, friction forces and specific loads at run-cutter turning part of a composite 01 hardened steel HV1G.The character of changes in the normal and shear stresses with increasing cutting speed and feed per revolution. Keywords: cutting wedge, contact stresses, rounding radius, slice thickness, optimization of the parameters of the CW, the kinetics of wear, the tool of superhard materials.

1.Введение Исследование характера и распределения контактных напряжений на передней и

задней поверхностях режущего клина не может быть достоверно проведено без учёта (рассмотрения) величины радиуса ρокругления режущей кромки, т.е. линии пересечения передней и задней поверхности РИ. Это относится ко всем без исключения материалам РИ, т.к. определяет как статическую, так и динамическую прочность режущего клина во всём рабочем диапазоне режимов резания.

Во главе угла, т.е. режущего клина (РК) стоит радиус округления этого клина (режущей кромки) ρ, который и определяет типоразмер РК совместно с передним углом γ и задним углом α, а также параметрами шероховатости всей поверхности РК, как на передней (режущей), так и задней (трущейся) поверхности и линии их пересечения.

2. Постановка задачи

mailto:[email protected])


173

Резцовые цилиндрические вставки и неперетачиваемые двухсторонние пластины из композитов на инструментальных заводах не затачиваются специально (под микроскопом) с заданными радиусами ρ, то есть ρ вставки или пластины получается самопроизвольно (случайным образом) при выполнении заточки резцовой вставки или спекания круглой двухсторонней неперетачиваемой пластины в пресс-форме. Таким образом, важнейший (определяющий) параметр типоразмера режущего клина ρ в процессе изготовления не контролируется. Видимо, при спекании пластин получается такой ρ, который выполнен при изготовлении пресс-формы для формования СТМ, если он не затачивается по передней поверхности и по цилиндрической поверхности, образующей круговую режущую кромку.

Задачей исследования является изучение кинетики изменения радиуса ρ резцов из сверхтвердых материалов при обработке закаленных сталей, установление корреляционных зависимостей между действительной толщиной среза и радиусом округления, а также исследование закономерностей изменения сил и удельных нагрузок на передней и задней поверхностями РК от скорости резания и подачи на оборот при точении закаленных высокопрочных и твердых сталей.

3. Решение задачи По данным [1] оптимальные геометрические параметры РК резцов из СТМ:

композитов 01, 02 и 10 характеризуются отрицательным передним углом γ = –(6…12)о, задним углом α = 6…12о при угле заострения β = 90о. Радиус округления ρ резцов, заточенных алмазными кругами средней и мелкой зернистости, получается в диапазонеρ0 = 10…20 мкм. В начальный период приработки до износа по заднее грани hз = 0,1 мм ρ увеличивается до ρн = 25…30 мкм и стабилизируется в нормальный период износа до hзн = 0,4…0,6 мм, когда начинается катастрофический износ и качество обработки закалённых заготовок переходит на неприемлемый уровень (ниже допустимого). Доводка и полирование передней и задней поверхности, когда неизбежно обрабатывается свободным абразивом и радиус перехода (пересечения) этих поверхностей, позволяет уменьшить шероховатость всего режущего клина на 2…3 класса до значения Ra< 0,04…0,08 мкм (Rz< 0,2…0,4 мкм), что обеспечивает получения значения ρ= 5…10 мкм. Этот режущий клин имеет уже другой типоразмер и повышает эффективность тонкой обработки с сечением срезаа = 0,04…0,05 мм (40..50 мкм) и увеличивает стойкость РК в 1,5…2,5 раза в результата снижения интенсивности адгезионных явлений в зоне контакте стружки и обрабатываемого материала с радиусом округления и поверхностями РК.

Таким образом, ρРИ из СТМ изменяется в процессе резания одновременно с увеличением фаски износа по задней и передней поверхностиРК и его величина зависит от первоначального ρ0 и времени работы инструмента. При определённых условиях резания ρ увеличивается до 25…30 мкм, а затем стабилизируется на этом уровне, практически не изменяясь в течение всего периода стойкости, независимо от режимов резания (глубины t, подачи S0 и скорости Vр). Радиус ρвсегда коррелирует с толщиной среза а, которая зависит от подачи S0, глубины резания t и геометрии в плане (φ, r и φ1) РИ. (см. рис. 1)


174

а) б) в)

Рис. 1 Кинетика изменения радиуса округления режущей кромки РК резца из композита 01 (Эльбора-Р) при точении закаленной стали ХВ1Г при следующих режимах: а) t= 0,3 мм; So= 0,15мм; б) t= 0,7мм; So= 0,5мм; в) t= 0,1мм; So= 0,05мм; скорость резания V = 80…100 м/мин.

Рыкунов А.Н. в исследованиях процесса тонкого точения [2] установил, что средний радиус ρ для киборита (СТМ на основе ПКНБ) при сечениях срезаа = 25…30 мкм должен составлять ρср = 3,0 мкм. Автор при этом указывает, что «важнейшую роль в процессе тонкого точения имеет радиус округления режущей кромки ρ, определяемый качеством заточки, свойствами инструментального материала и износом резца. При этом речь может идти лишь о некотором усреднённом значении ρ вдоль режущей кромки, что важно учитывать при работе крупнозернистым твёрдосплавным инструментом. В этом случае, независимо от первоначальной заточки, величина ρ в конце периода приработки стабилизируется на уровне, характерном для зернистости данного сплава, а при работе инструментом из сверхтвёрдых материалов – увеличивается аналогично износу» [2].

Изготовители концевых фрез фирмы SHS (США) утверждают, что добиваются остроты режущих кромок на концевых твердосплавных фрезах, соизмеримых с радиусом округления ρ≈1 мкм при использовании приспособления с ручным приводом доводочным алмазным кругом зернистостью 14…10 мкм на бакелитовой связке. Однако, после первых проходов радиус ρ прирабатывается – уходит дефектный слой (5?7 мкм) в зависимости от


175

толщины среза а устанавливаются на уровне величины, определяемой зернистости твёрдого сплава и его структурным (кристаллографическим) составом, а также динамическими (вибрационными) характеристиками процесса резания.

При резании твёрдосплавным инструментом радиус округления ρпр обеспечивающий наибольшую прочность РК, и радиус ρт,соответствующий максимальной стойкости, должны увеличиваться с ростом толщины среза а. Парные корреляционные зависимости между этими параметрами могут быть выражены эмпирическими уравнениями:

ρпр= 5,06 √ а; ρт= 0,11 а, где: а – действительная толщина среза, мкм. Эти зависимости, видимо, с некоторой долей допущения могут быть применены

для анализа величин радиуса округления режущей кромки РИ из СТМ при тонкой и чистовой обработке труднообрабатываемых материалов, в том числе закалённых сталей и жаропрочных сплавов [3]. Зависимости ρпри ρтот а представлены в таблице 1 и рис. 2.

Таблица 1. So, мм/об

0,01 0,02 0,04 0,05 0,06 0,08 0,1 0,15 0,3 0,6 1,0 2,0 2,5 3,0

а,мкм 7,1 14,2 28,4 35 43 57 71 107 214 428 707 1414 1767 2121

ρт, мкм 0,78 1,56 3,12 3,9 4,7 6,25 7,8 11,8 23,3 46 77,8 155 194 233 ρпр,мкм 13,5 19 27 30 33 38 42 52 74 104 134 190 213 233 ρопт,мкм 1,0–

1,4 2,0–2,9

4,0–5,7

5,0–7,0

6,1–8,6

8,1–11,4

10–14,2

15,3–21,4

30–40

65–80

90–100

140–150

165–175

190–200

Рис. 2 Зависимость радиусов округления режущей кромки РК от действительной толщины среза а; ρопт– оптимальный радиус округления, ρрек– рекомендуемый [3].

В работе [4] утверждается, что среднее значение радиуса округления режущей кромки резца из СТМ, соответствующее наибольшей стойкости, соответствуетρт

ср= 4,7


176

мкм ≈ 5 мкм. Резцовая вставка или пластина из СТМ затачивалась алмазным кругом, затем передняя и задняя поверхности доводились алмазной пастой для обеспечения ρ= 5…6 мкм, так как эта величина ρсоответствует малым толщинам срезаапри тонком точении резцами из СТМ. При этой величине ρконтактные напряжения распределяются в начальный период приработки (врезания) резца до hз = 0,01 мм – не по радиусу округления режущей кромки, а отдельно по площади контакта на передней поверхности qN, qF и по площади фаски износа резца на задней поверхности qN1, qF1 инструмента [5].

Силы, удельные нагрузки и средние коэффициенты трения на контактных поверхностей РИ из СТМ при тонком точении закалённых легированных сталей были исследованы в работе [6]. Здесь указывалось на влияние величины износа по задней грани hз, которая, несомненно, связана с радиусом ρ на силы Q и FQ на задней поверхности РК.Силы на задней поверхности и в особенности нормальная сила Q в условиях тонного точения (с малой толщиной среза – до 0,07 мм) составляют значительную величину по сравнению с N и FN. В диапазоне скоростей резания V = 40…70 м/мин при подаче S0 = 0,04 мм/обсилаQ больше или примерно равна нормальной силе N. ПриS0= 0,08…0,16 мм/обсилаQ меньше силы N. Сила трения FQво всём исследуемом диапазоне режимов резания меньше силы трения FN.

Исследования и расчёты показывают, что с понижением твёрдости обрабатываемого материала до HRC45 силы N и FN увеличиваются. Например, при точении стали Х12МВ твёрдостью HRCЭ45 резцом из композита 01 со скоростями V = 70 м/мин и V = 120 м/мин (S0 = 0,04 мм/об) значения сил, соответственно, составляют N = 51Н, FN = 41Н и N = 82Н, FN= 64Н, в то время, как в аналогичных условиях точения той же стали с HRCЭ60 эти силы имеют меньшую величину (см. рис. 3). Такая закономерность связана, в основном, с изменением характера стружки от сливной (при HRCЭ45) к элементной (при HRCЭ60) и уменьшением в связи с этим степени пластической деформации стружки. Силы Q и FQ на задней поверхности со снижением твёрдости стали значительно уменьшаются. Так, в процессе точения и S0 = 0,04 мм/об силы Q = 25Н,FQ = 9Н, а при точении этой стали твёрдостью HRCЭ60 на этих же режимах силы Q и FQ имеют в два раза большую величину.По мере износа резца по задней поверхности силы N и FNпри прочих равных условиях остаются почти постоянными, а силы Q и FQ – возрастают. При точении с V = 120 м/мин стали ХВ1Г твёрдостью HRCЭ60 резцом из композита 01 (hз= 0,03 мм)Q = 25,5Н и FQ = 6,9 Н. Когда износ достигает величины hз= 0,2 мм, силы на задней поверхности увеличиваются до Q = 155Н и FQ = 19,6 Н. Аналогичная картина наблюдается и при точении стали твёрдостью HRCЭ45.

Заслуживают внимания весьма высокие значения удельных нормальных и касательных напряжений на передней и задней поверхностях на начальном этапе (участке) периода стойкости (почти острым режущим клином – частично приработанным резцом). Особенно велики эти напряжения на задней поверхности, которые в диапазоне скоростей резания V = 40…70 м/мин достигают величин qQ= 3767…4591 МПа. Объясняется это малыми площадками действительного контакта режущего клина со стружкой и поверхностью резания в процессе тонкого точения закалённых сталей высокой твёрдости.


177

Рис. 3Нормальные силы, силы трения и удельные нагрузки (контактные напряжения) при точении частично приработанным (hз = 0,03 мм) резцом из композита 01 (эльбора-Р) стали ХВ1Г твёрдостью HRCЭ59…61.

Изменения нормальных и касательных напряжений с повышением скорости

резания V по своему характеру аналогичны изменениям нормальных и касательных сил. Увеличение подачи S0 способствует пропорциональному росту удельных нагрузок на передней поверхности и не изменяет их на задней поверхности[8].

Также установлено, что в зависимости от величины износа hзнапряжения qQ и qF могут увеличиваться или уменьшаться. При износе hз= 0,1 мм они обычно возрастают по сравнению с острым резцом, а на последующих стадиях износа несколько уменьшаются.

Заключение 1. Радиус округления режущей кромкиρопределяет типоразмер РК, его

статическую и динамическую прочность во всем рабочем диапазоне режимов резания, особенно ρдолжен четко регламентироваться для СТМ при обработке закаленных, высокопрочных и твердых сталей и сплавов.

2. По данным из различных источников для твердых сплавов и СТМ значенияρможет изменяться в широких пределах в зависимости от способа заточки и доводки РК по передней и задней поверхности, зернистости (дисперсности) структуры спеченных инструментальных материалов.


178

3. Резцовые вставки и неперетачиваемые пластины из твердых сплавов и СТМ на инструментальных заводах не затачивают специально с заданным радиусом ρ, т.е. важнейший параметр типоразмера РК в процессе изготовления не контролируется, как при первичном изготовлении, так и при переточках.

4. При резании указанными инструментальными материалами ρпр, обеспечивающий наибольшую прочность РК и радиус ρт, соответствующий максимальной стойкости, долженувеличиваться с ростом толщины среза.

5. В работе установлены корреляционные зависимости между ρпр и ρт, выраженные эмпирическими уравнениями, составлена таблица этого соответствия представлен график , отражающий эти закономерности.

6. Изучены величины нормальных сил, сил трения и удельных нагрузок (контактных напряжений) при точении частично приработанным резцом в условиях тонкого точения в диапазоне скоростей резания 40..120 м/мин и подач S0= 0,04…0,16 мм/об, что дает возможность оптимизировать процесс, как тонкой (финишной), так и предварительной обработки указанных сталей.

Список литературы 1. Режущие инструменты, оснащенные сверхтвёрдыми и керамическими

материалами, и их применение: Справочник/ В.П. Жедь, Г.В. Боровских, Я.А. Музыкант, Г.М. Ипполитов. - М.: Машиностроение, 1987. – 320 с.

2. Рыкунов А.Н. Повышение эффективности тонкого точения исходя из достижимых показателей качества деталей и технологических возможностей процессов: Автореф. дисс. ... д.т.н. - М.: –МГТУ «СТАНКИН», 1999. – 30 с.

3. Хает А.Г. Прочность режущего инструмента/ А.Г. Хает. – М.: Машиностроение, 1975. – 168 с.

4. Белозеров В.А. Механика деформирования и разрушения при резании / В.А. Белозеров, М.Х. Утешев , А.Н. Калиев; под ред. М.Х. Утешева. – Том 2. Обработка инструментами из СТМ. – Тюмень: ТюмГНТУ, 2012. – 128 с.

5. Ракунов Ю.П., Абрамов В.В. Регулирование стойкости резцов и качества токарной обработки деталей машин на основе синергетического влияния первичных технологических факторов. //Перспективные разработки науки и техники. Мат-лымеждунар. конф. Изд-во: Sp. Z.o.o. “NaukaIstudia”(Przemysl, Польша) 15-19.11.2013.

6. Аранзон М.А. Силы, удельные нагрузки и средние коэффициенты трения на контактных поверхностях инструмента из сверхтвердых материалов при тонком точении/ М.А. Аранзон // Обработка высокопрочных сталей и сплавов инструментами из сверхтвердых синтетических материалов. – Куйбышев, 1978. – С. 27-37.

7. Ракунов Ю.П., Абрамов В.В. Аналитическийметод определения сил резания при тонкой механической обработке. //Перспективные научные исследования. Мат-лымеждунар. конф. Изд-во: Бял ГРАД-БГ (г. София, Болгария) 17-25.02.2014.

8. Ракунов Ю.П., Абрамов В.В. Зависимость работоспособности резцов из СТМ от геометрии и режимов резания при точении закаленных сталей // Технологии упрочнения, нанесения покрытий и ремонта: теория и практика. Мат-лы 16-й междунар. науч.-практ. конф. СПб.: Изд-во Политехн. Ун-та,2014. В 2 ч. Ч.1. – 380 с.

Поступила в редколлегию 04.05.2015 г


Семашко В.В., Ильющенко А.Ф., Петров И.В.; 2015 г.

179

УДК 53.043 В.В. Семашко, А.Ф. Ильющенко, И.В. Петров

УО БГАТУ, ОХП «НИИ ИП с ОП», Республика Беларусь Тел./Факс: +375172925196, E-mail: [email protected]

ПОВЫШЕНИЕ РАБОТОСПОСОБНОСТИ ИЗДЕЛИЙ

ЭКСПЛУАТИРУЕМЫХ В УСЛОВИЯХ УДАРНО-АБРАЗИВНОГО ИЗНАШИВАНИЯ ИМПУЛЬСНЫМИ ТЕХНОЛОГИЯМИ

Исследованы опытные образцы, выполненные технологией сварки взрывом и термообработанные

по традиционной технологии с различными температурами отпуска. Оптимальные условия сварки и термообработки обеспечивают материалам необходимые физико-механические и эксплуатационные свойства. Было установлено, что повышение твердости и фрагментированная структура закаленных слоев образца позволяют добиться высокой прочности и характеристик вязкости, а также свести к минимуму процесс абразивного износа.

Ключевые слова: микроструктура, мартенсит, фрагментация, износостойкость, прочность, упругость, твердость, триботехнические поверхности, сварка взрывом, высокая нагрузка энергии, термическое упрочнение, охлаждающая жидкость.

V.V. Semashko, A.F. Iliyshenko, I.V. Petrov

IMPROVING PERFORMANCE PRODUCTS OPERATED UNDER SHOCK-ABRASIVE WEAR

PULSE TECHNOLOGY Studies of experimental samples made by explosion welding technology and treated by traditional tech-

nology with different tempering temperatures have been caried out. Optimal welding conditions and heat treat-ment have been fulfilled providing material with necessary physico-mechanical and operating properties. It has been found that the increased hardness and fragmented structure of hardened layers in a multilayer product allow to achieve high strength and viscosity characteristics as well as minimize the process of abrasive wear.

Key words: microstructure, martensite, fragmentation, wear resistance, strength, resilience, hardness, tribotechnical surface, explosion welding, laminate, high energy loading, thermal hardening, coolant.

1. Введение

Импульсные методы обработки металлов эффективно используются при созда-нии материалов с заданными физико-механическими свойствами и позволяют регули-ровать эксплуатационные параметры в нужном направлении [1]. Известные конструк-ционные материалы и технологии упрочнения не обеспечивают необходимый эксплуа-тационный ресурс, что приводит к частым заменам комплектующих изделий и увели-чению продолжительности нахождения агрегатов в ремонте. Так, плазменное и лазер-ное модифицирование, наплавка твердосплавным материалом, использование высоко-легированных и керамических материалов, химико-термическая обработка приводят к увеличению стоимости конечной продукции и не в полной мере обеспечивают повы-шение ресурса работы деталей.

Между тем, широкие перспективы при решении данной проблемы открывает одна из технологий импульсной обработки – сварка взрывом, которая позволяет полу-чить биметаллы и композиционные материалы из разносортных сталей. На примере многослойного материала, триботехнические поверхностные слои которого были вы-полнены из стали 65Г, а пластичная сердцевина из стали 3, показано, что реализуемый композит имеет более высокие характеристики, по сравнению с составляющими его компонентами.

2. Основное содержание и результаты работы



180

В настоящей работе технологии импульсного нагружения использованы для упрочнения материалов изделий, работающих в условиях ударно-абразивного изнаши-вания – рабочих органов сельскохозяйственных машин. Исследовано влияние процесса сварки взрывом с последующей термомеханической обработкой на структурные изме-нения в композиционном материале, а также на процесс абразивного изнашивания.

Изготовление композиционного материала. Расчет параметров сварки взры-вом производился по программе WMASTER. В качестве исходных данных для расчета параметров задаются: плотности, толщины, модули сдвига, пределы текучести, удли-нения, температуры и удельные теплоты плавления, удельные теплоемкости и тепло-проводности, параметры ударной адиабаты, тип взрывчатого вещества, его начальная плотность и критический диаметр, процент содержания инертной добавки и показатель адиабаты продуктов взрыва.

Результатом расчета являются границы области свариваемости, а также техноло-гические параметры для оптимального режима: величина заряда, в том числе величина его дополнительного усиления в точке инициирования, начальный зазор между свари-ваемыми заготовками и угол их установки (рис. 1).

а б

Рис. 1. Программа для расчета параметров сварки взрывом WMASTER: а) главное окно программы расчета параметров; б) графическое изображение четырех условий, ограничивающих диапазон оптимальных параметров сварки для композита ст. 65Г (2,5 мм) – ст. 3 (3,0 мм) – ст. 65Г (2,5 мм)

Краткий протокол расчета режима для соединения ст. 65Г (2,5 мм) – ст. 3 (3,0

мм) – ст. 65Г (2,5 мм): скорость соударения 2269 м/с; взрывчатое вещество – аммонит 6ЖВ; доля взрывчатого вещества 67,0 %; плотность 900 кг/м3; доля инертной добавки 33 %; скорость детонации 2673 м/с; критическая высота заряда 7,0 мм; адиабатный ко-эффициент 2,3. Схема сварки взрывом – угловая (рис. 2), максимальная высота заряда 51,35 мм; минимальная высота заряда 41,3 мм; зазор 7,68 мм, угол установки 3,52E-02 рад.


181

а б Рис. 2. Угловая схема сварки взрывом: а) конфигурация до начала детонации; б) конфигурация во время детонации; 1 - неподвижная пластина (ст. 65 Г); 2 – промежуточная пластина (ст. 3); 3 - метаемая пластина (ст. 65Г); 4 - основание; 5 – детонатор; 6 - взрывчатое вещество (ВВ)

Технологический процесс сварки взрывом проводился на опытно-

экспериментальном полигоне ОХП «Научно-исследовательский институт импульсных процессов с опытным производством» г. Минск.

Результаты исследования и их анализ. Твердость поверхностных слоев опре-делялась при нормальной (20±10°С) температуре и в соответствии с требованиями ГОСТ 9013-59. Измерение микротвердости образцов проводилось на микротвердомере «Micromet-II» с нагрузкой 100 г. по ГОСТ 9450-76. Испытания на ударную вязкость проводились на копре маятниковым «TINIUS OLSEN IT 542» (США) при нормальной (20±10°С) температуре и в соответствии с требованиями ГОСТ 9454-78 на образцы с U – образным надрезом. Испытания на трехточечный изгиб проводили на универсаль-ной испытательной машине «Инстрон 1195» в соответствии ГОСТ 473.8-81.

Результаты лабораторных испытаний экспериментальных образцов композици-онного материала приведены в таблице 1.

Таблица 1. Результаты лабораторных испытаний экспериментальных образцов Замеряемые параметры

№ образца Режим термической обработки Твердость,

HRC

Ударная вязкость, МДж/м2

Проч-ность, МПа

1 Без термической обработки 20,0 1,25 1770,5 2 Закалка на воду, без отпуска 64,5 0,95 4400,4 3 Закалка на масло, без отпуска 56,0 1,15 4257,6 4 Закалка на воду, низкий отпуск 60,0 1,23 3900,5 5 Закалка на масло, низкий отпуск 58,0 1,30 3878,2 6 Закалка на воду, средний отпуск 51,0 1,35 3663,5 7 Закалка на масло, средний отпуск 45,0 1,42 3531,4 8 Закалка на воду, высокий отпуск 40,0 1,52 2970,6 9 Закалка на масло, высокий отпуск 33,0 1,63 2705,1


182

После проведения отпуска, с выдержкой 1 час, в интервале температур от 200 °С до 500 °С, твердость изменяется в пределах от 64,5 HRC до 33 HRC, ударная вязкость от 0,95 МДж/м2 до 1,63 МДж/м2, прочность от 4400,4 до 2705,1 МПа. После выдержки образцов при низкой температуре (200 °С) просматривается переход остаточного ау-стенита в мартенсит отпуска. Наиболее отчетливо данный факт проявился на образце после закалки на масло с последующим низким отпуском, что привело к увеличению твердости образца на 2-3 единицы.

Для современных условий обработки почвы в абразивной среде необходимо, чтобы триботехнические поверхности изделий обладали повышенной твердостью (60-65 HRC) и пластичной сердцевиной [2–6]. Ударная вязкость должна соответствовать значениям не менее 0,8-1,0 МДж/м2; прочность материала – 1500-1800 МПа; коэффи-циент абразивной износостойкости – не менее 3,0-3,5 [7]. Учитывая вышеперечислен-ные технические требования, предъявляемые к износостойким деталям, образцы 2–5 в полной мере соответствуют прочностным критериям.

Металлографические исследования образцов проводились на световом микро-скопе “MеF-3” фирмы “Reichert” (Австрия) на шлифах при увеличении ?50,?100, ?500. Исследование фрагментации мартенситных игл экспериментальных образцов проводили на сканирующем электронном микроскопе высокого разрешения "Mira" фирмы "Tescan" (Чехия) при увеличениях ?50 000, ?80 000.

На рисунках 4, 5 представлены зоны сварки и микроструктура слоев образца № 4 (закалка на воду с последующим низким отпуском).

а) ? 50 б) ? 50

в) ? 100 г) ? 100

Рис. 4. Зоны сварки композиционного материала, образец № 4: а, в – среднего и нижнего слоев; б, г – верхнего и среднего слоев


183

Структура упрочненных наружных слоев образца, обработанного по данному режиму, представляет собой частично фрагментированный мелко игольчатый мартен-сит. Присутствуют неметаллические включения типа сульфидов. Микроструктура среднего слоя (сердцевины) – феррит, перлит, цементит.

а) ? 500 б) ? 500

Рис. 5. Микроструктура упрочненных слоев и сердцевины, образец № 4: а – наружный слой; б – сердцевина

На рисунке 6 представлена фрагментация упрочненных слоев из стали 65Г об-

разца № 4. Мартенситные иглы частично фрагментированы, размер фрагментов нахо-дится в диапазоне 40 – 200 нм, средний размер составляет 50 – 80 нм.

а) ?50 000 б) ?80 000

Рис. 6. Фрагментация мартенситных пластин, образец № 4


184

Разбиение зерен на фрагменты доказывает тот факт, что сварка взрывом стиму-лирует процесс измельчения структуры. При сварке взрывом происходит ударно-волновая обработка материала по всему объему, а последующая термообработка при-водит к фрагментированию пластин мартенсита вплоть до наноуровня. Такое структур-ное состояние замечено и на образцах, закаленных на масло, но размер иголок и фраг-ментов мартенсита заметно крупнее, чем у образцов закаленных на воду.

На рисунке 7 представлена фрагментация упрочненных наружных слоев из стали 65Г образца № 5 (закалка на масло с последующим низким отпуском).

а) ?50 000 б) ?80 000

Рис. 7. Фрагментация мартенситных пластин, образец № 5

Мартенситные иглы частично фрагментированы, размер фрагментов находится в диапазоне 50 – 250 нм, средний размер составляет 70 – 100 нм.

Сравнивая полученные результаты с ранее исследуемыми исходными (одно-слойными) термообработанными образцами по традиционной технологии, можно сде-лать вывод о целесообразности применения импульсной технологии сварки взрывом для получения изделий с наноструктурированными триботехническими поверхностя-ми. Установлено, что наиболее оптимальным режимом термообработки является закал-ка с последующим низким отпуском (образцы 4, 5). Учитывая тот факт, что значитель-ное упрочнение металлов в зоне соединения способствуют повышению хрупкости и снижению их ударной вязкости, появляются остаточные напряжения растяжения как в зоне соединения, так и на поверхности плакирующего слоя небольшой толщины за счет неравномерной деформации по его сечению в момент соударения. Это может снизить усталостную прочность композиционного материала. Действие отрицательных явлений удается заметно снизить с помощью термической обработки. Коэффициент термиче-ского расширения сталей составляющих композит имеет различное значение, поэтому после закалки в соединениях возникают стягивающие напряжения, находящиеся в низ-котемпературной зоне, снятие которых снижает вероятность расслоения композита и положительно сказывается на дальнейшей эксплуатации изделия [7].


185

На рисунке 8 изображены графики распределения микротвердости образцов № 2 - 7.

Рис. 8. Графики распределения микротвердости образцов № 2 – 7

По представленным графикам видно, что сварка взрывом с последующей термо-

обработкой позволяет достичь повышенных значений микротвердости упрочненных слоев (8000 МПа), при этом сердцевина остается пластичной (1500 МПа), обеспечивая композит повышенными вязкостными характеристиками. С повышением температуры отпуска дорожка микротвердости выравнивается по структуре и плавно снижается при переходе на сталь низкоуглеродистую.

Измельченная структура и повышенная твердость упрочненной триботехниче-ской поверхностности образца снижает интенсивность изнашивания, что подтверди-лось при испытаниях на абразивную износостойкость. Испытания образцов проводи-лись на машине ИМ-1 (согласно ГОСТ 23.208-79) при трении о нежестко закрепленные абразивные частицы по стандартной методике, позволяющей приблизить испытания к реальным условиям (рис. 9).


186

а б

Рис. 9. Испытания образцов на абразивное изнашивание: а – схема испытаний, б – образец, на площадку которого действует резиновый ролик с нагрузкой 500 г. 1 – образец; 2 –державка для образцов; 3 – рычаг; 4 – направляющий лоток; 5 - дози-рующее устройство; 6 – абразив (кварцевый песок); 7 – резиновый ролик

Испытания осуществлялись при пятикратной повторности и одинаковых усло-виях (нагрузка – 500 г, абразив – частицы кварца (SiO2), размер абразивных частиц – 0,16…0,32 мм, относительная влажность кварцевого песка не более 1%, продолжитель-ность цикла – 15 мин, частота вращения ролика – 120 мин-1). В качестве эталонного об-разца принята сталь 45 в отожженном состоянии с твердостью 180 HB.

Результаты лабораторных испытаний на абразивное изнашивание приведены в таблице 2.

Таблица 2. Результаты испытаний на абразивное изнашивание

№ образца Массовый износ, г Интенсивность из-

нашивания, мг/ч Коэффициент относитель-

ной износостойкости Сталь 45 0,0155 62,0 1,00

2 0,0024 9,60 6,45 3 0,0031 12,4 5,00 4 0,0035 14,0 4,42 5 0,0045 18,0 3,44 6 0,0053 21,2 2,92 7 0,0056 22,4 2,76 8 0,0079 31,6 1,96 9 0,0072 28,8 2,15 Как отмечалось выше для современных условий обработки почвы в абразивной

среде необходимо, чтобы материал изделия обладал коэффициентом абразивной изно-состойкости не менее 3,0-3,5 [7], следовательно, образцы 2-5, обработанные по режи-мам «закалка», «закалка + низкий отпуск», соответствуют данному критерию. При со-поставлении полученных результатов исследования по твердости и абразивной износо-стойкости, просматривается монотонное снижение интенсивности изнашивания с по-вышением твердости триботехнической поверхности.

Для оценки влияния ударно-волновой обработки на износостойкость материала, были проведены испытания однослойного образца из стали 65Г упрочненного по


187

традиционной технологии (закалка на воду с последующим низким отпуском) до твердости 60 HRC, при ударной вязкости 0,53 МДж/м2. Испытания показали, что коэф-фициент относительной износостойкости образца равен 3,27, что на порядок ниже по-казателя образца после сварки взрывом (образец № 4), поверхностные слои которого упрочнены до такой же твердости.

Также были проведены сравнительные испытания на абразивное изнашивание однослойных материалов, которые широко применяются отечественными и зарубеж-ными производителями. Сталь 25(30)ХГСА, сталь 35(45), сталь 38(40)ХС, сталь B27 были термообработаны по традиционной технологии с режимом, который позволяет сохранить оптимальные соотношения параметров «твердость - ударная вязкость». Проанализировав данные, установили, что коэффициент относительной износостойко-сти композиционного материала значительно выше.

Результаты лабораторных исследований подтверждают актуальность и перспек-тивность направления исследования. Решение задачи повышения износостойкости из-делий, работающих в условиях ударно-абразивных нагрузок, является проблемой имеющей научно-техническое значение. На сегодняшний день учеными предложено множество решений, позволяющих повышать один из параметров – «износостойкость – ударная вязкость», но не решать проблему в целом. Повышение значения одного из па-раметров неизменно приводит к снижению другого. Предложенная технология сварки взрывом в сочетании с традиционным методом закалки и отпуска позволяет достигать высоких показателей работоспособности, применяя в качестве поверхностных слоев дешевые хрупкие стали.

Список литературы: 1. Смирнов, Г.В., и др. Моделирование и применение высокоскоростных про-цессов сварки и материалов взрывом [Текст]/ Г.В. Смирнов - Киев. Автоматическая сварка 2009, № 11. С.16-22. 2. Ксеневич, И.П., Варламов, Г.П., Колчин, Н.Н. и др. Машиностроение. Энцик-лопедия. [Текст]/ Ред. совет: Фролов и др. М.: Машиностроение. Сельскохозяйственные машины и оборудование. Т.4. – 16/ И.П. Ксеневич, Г.П. Варламов, Н.Н. Колчин и др. Под ред. И.П. Ксеневича. 2002. – 720с. 3. Ткачев, В. Н. Работоспособность деталей машин в условиях абразивного из-нашивания [Текст]/ В.Н. Ткачев. М.: Машиностроение, 1995. 4. Севернев, М. М. Износ деталей сельскохозяйственных машин [Текст]/ М.М. Севернев. Л.: Колос, 1976. 5. Тененбаум, М. М. Сопротивление абразивному изнашиванию [Текст]/М.М. Тененбаум. М.: Машиностроение, 1976. 6. Хрущов, М.М. Абразивное изнашивание [Текст]/ М.М. Хрущов, М.А. Баби-чев. М.: Наука, 1970. 7. Шило, И. И. Повышение работоспособности деталей рабочих органов сель-скохозяйственных машин [Текст]/ И.И. Шило, Г.Ф. Бетеня. Министерство сельского хозяйства и продовольствия Республики Беларусь, Белорусский государственный аг-рарный технический университет. – Минск: БГАТУ, 2010. – 320 с.: ил. – ISBN 978-985-519-331-0. 8. Волокушин, В.Д. Металловедение и термическая обработка [Текст]/В.Д. Во-локушин. Винница: Книга-Вега, 2005. Поступила в редколлегию 24.04.2015 г.


© Сидорова Е.В.; 2015 г. 188

УДК 629.1 Е.В. Сидорова, канд. техн. наук, доц.

Донецкий национальный технический университет Тел.: +38 (062) 301 08 05; E-mail: [email protected]

ОПРЕДЕЛЕНИЕ СОСТАВЛЯЮЩИХ СИЛЫ РЕЗАНИЯ ПРИ ТОЧЕНИИ

СТАЛИ 42CrMo4 ТВЕРДОСПЛАВНЫМ ИНСТРУМЕНТОМ С TiAlN-ПОКРЫТИЕМ

Одним из важных факторов, позволяющим определить оптимальные условия процесса точения,

является совокупность его технологических силовых характеристик: осевая сила нагружает механизм подачи станка и ограничивается прочностью наиболее слабых звеньев этого механизма; радиальная сила отжимает резец в направлении, перпендикулярном обработанной поверхности, а величина этой силы ограничивается требованиями к точности обработки и виброустойчивостью процесса резания; тангенциальная сила определяет мощность резания. С помощью разработанной методики определения составляющих силы резания при точении стали 42CrMo4 проходным резцом, оснащённым режущей пластиной ATI Stellram CNMG542A-4E SP0819 CNMI60608E-4E с TiAlN-покрытием, и измеренных экспе-риментальным методом составляющих сил резания посредством многокомпонентного динамометра Kistler типа 9257B с пьезоэлектрическими датчиками при различных режимах обработки было уста-новлено влияние скорости резания, подачи и глубины резания на составляющие силы резания, затем бы-ли получены эмпирические формулы зависимостей составляющих силы резания от параметров режима резания.

Ключевые слова: точение, режим резания, сила резания, сталь 42CrMo4, TiAlN-покрытие.

Е.V. Sydorova

DETERMINATION OF THE CUTTING FORCE COMPONENTS IN TURNING OF STEEL 42CrMo4 BY CARBIDE TOOL WITH TiAlN-COATING One of important factors that allows to determine the optimal conditions for the turning process, is a totality of its technological force characteristics: the axial force load feeder machine and is limited by the strength of the weakest links in this mechanism; the radial force force out the cutting tool in a direction perpendicular to the machined surface and the magnitude of this force is limited by the requirements of machining accuracy and vi-bration stability of the cutting process; the tangential force determines the cutting power. Using the developed methodology for determining the cutting force components in turning steel 42CrMo4 by the straight-turning tool, equipped with a cutting insert ATI Stellram CNMG542A-4E SP0819 CNMI60608E-4E with TiAlN-coating, and measured cutting forces by an experimental method through the multi-component dynamometer Kistler type 9257B with piezoelectric sensors for different cutting conditions were found the influence of the cutting speed, feed and depth of cut on the cutting force components, then were obtained the empirical formula of dependence of the cutting forces components parameters of the cutting conditions. Keywords: turning, cutting conditions, cutting force, steel 42CrMo4, TiAlN-coating.

1. Введение Одним из важных факторов, позволяющим определить оптимальные условия

процесса точения, является совокупность его технологических силовых характеристик. К технологическим силовым характеристикам процесса точения относят: тан-

генциальную составляющую силы резания Pz, направленную по скорости резания v, осевую проекцию Px силы резания на направление подачи s, перпендикулярную назы-ваемым направлениям радиальную силу Py (рис. 1). Осевая сила Px нагружает механизм подачи станка и ограничивается прочностью наиболее слабых звеньев этого механизма. Радиальная сила Py отжимает резец в направлении, перпендикулярном обработанной поверхности. Величина этой силы ограничивается требованиями к точности обработки, а также виброустойчивостью процесса резания. Тангенциальная сила Pz превышает по



189

величине силы Px и Py и определяет мощ-ность резания [1].

Термообработанная легированная сталь 42CrMo4 (38 HRC) применяется для деталей, подверженных высоким и средним нагрузкам. Это валы, оси, зубчатые рейки, коленчатые валы, стержни, шестерни и др. При точении данной стали такие свойства, как высокая твёрдость и низкая пластич-ность, вызывают существенный износ ре-жущих пластин. Для случаев обработки твердосплавным инструментом с TiAlN-покрытием и новой 4E-геометрией извест-ные эмпирические зависимости [2] состав-ляющих силы резания от параметров ре-

жима резания могут быть применены лишь с большим количеством допущений. В свя-зи с этим возникла необходимость в определении таких зависимостей посредством проведения ряда экспериментальных исследований.

Таким образом, целью данной работы является определение составляющих силы резания при точении стали 42CrMo4 твердосплавным инструментом с TiAlN-покрытием в зависимости от параметров режима резания. Для этого необходимо решить следую-щие задачи:

1) разработать методику определения составляющих режима резания; 2) измерить значения составляющих сил резания при различных режимах обработки; 3) установить влияние скорости резания, подачи и глубины резания на составляю-

щие силы резания; 4) получить эмпирические формулы зависимостей составляющих силы резания от

параметров режима резания. Данные исследования были проведены в лаборатории «Genie de production» го-

рода Тарб (Франция). 2. Основное содержание и результаты работы При исследованиях обработке повергалась легированная сталь 42CrMo4

(σв = 2500 МПа, закалка в масле в течение 180 минут после нагрева до температуры 850°С и отпуск при температуре 600°С в течение 240 минут, твёрдость 38 HRC). Хими-ческий состав представлен в таблице 1.

Таблица 1. Химический состав стали 42CrMo4

C% Si% max Mn% P% max S% max Cr% Mo% Fe 0,38-0,45 0,40 0,60-0,90 0,025 0,035 0,90-1,20 0,15-0,30 остальное

Эксперименты выполнялись на токарном металлорежущем станке H.Ernault

Somua 450 NCS при продольном точении образцов из стали 42CrMo4 (o154 мм, длина 500 мм) проходным резцом, оснащённым режущей пластиной ATI Stellram CNMG542A-4E SP0819 CNMI60608E-4E [3]. Данная режущая пластина, состоящая из подложки мелко-зернистого наноструктурированного карбида SP0819 и сверхтвёрдого PVD-нанопокрытия TiAlN, значительно повышает теплостойкость и сопротивление инстру-

Рис. 1. Кинематика продольного процесса точения


190

мента износу при точении указанного материала. Максимальная рабочая температура составляет 1000°С. Державка Sandvik Coromant DCLNR3232P-16 [4] обеспечивает наклон режущего инструмента: передний угол γ = 9°; задний угол α = 6°; главный угол в плане φ = 50°, вспомогательный угол в плане φ1 = 50°. Режущая кромка пластины закруглённая.

Составляющие силы резания измеряли с помощью многокомпонентного дина-мометра Kistler типа 9257B с пьезоэлектрическими датчиками. Посредством усилителя преобразованный сигнал поступал в персональный компьютер и оцифровывался в со-ответствующем программном обеспечении (рис. 2). Чувствительность данной установ-ки к осевой и радиальной составляющим силы резания Px, Py составляет 10 мВ/Н, а к тангенциальной Pz - 5 мВ/Н.

В процессе эксперимента: ско-рость резания изме-няли в диапазоне v = 100-200 м/мин с шагом 50 м/мин, при этом s = 0,3 мм/об и t = 3 мм; подачу из-меняли в диапазоне s = 0,1-0,3 мм/об с шагом 0,2 мм/об, при этом v = 150 м/мин и t = 1 мм; глубину ре-зания изменяли в диапазоне t = 1-3 мм с шагом 2 мм, при этом v = 150 м/мин и s = 0,1 мм/об.

Рассматривались значения сил резания, соответствующие усредненному сигна-лу. Результаты экспериментов подверглись статистическому анализу с нахождением доверительных интервалов (табл. 2). При величине выборки сигнала n = 5 среднее арифметическое значений составляющих сил резания P

n

PP

n

ii

1 ,

где Pi – i-тый замер силы резания.

Доверительный интервал δ измерений при доверительной вероятности α = 0,95

ns

96,1 , где

11

2

n

PPs

n

ii

- среднеквадратическое отклонение.

Рис. 2. Установка для измерения силы резания


191

Таблица 2. Значения составляющих силы резания в зависимости от режима резания режим резания составляющие силы резания

скорость резания v, м/мин

подача s, мм/об

глубина резания t, мм xP , Н yP , Н zP , Н

100 1065 ± 3 429 ± 23 2300 ± 26 150 0,3 3 948 ± 1 364 ± 2 2255 ± 24

0,1 182 ± 6 132 ± 3 263 ± 8 150 0,3 1 235 ± 1 225 ± 1 842 ± 24 1 182 ± 6 132 ± 3 263 ± 8 150 0,1 3 499 ± 7 222± 9 873 ± 50

На основании измеренных значений составляющих сил резания при различных

режимах обработки было установлено влияние скорости резания v, подачи s и глубины резания t на осевую Px, радиальную Py и тангенциальную Pz составляющие силы реза-ния (рис. 3).

а) б)

в)

Рис. 3. Влияние скорости реза-ния v (а), подачи s (б) и глубины резания t (в) на осевую Px, ради-альную Py и тангенциальную Pz со-ставляющие силы резания

Как видно из рисунка 3, силы резания снижаются при увеличении скорости ре-

зания и увеличиваются при увеличении подачи и глубины резания, при этом глубина резания оказывает большее влияние по сравнению с подачей. Данные исследования со-гласуются с существующими положениями теории резания.


192

В общем виде составляющая силы резания P может быть определена в следую-щим образом:

pxpypzp tsvctsvP ,, ,

где v – скорость резания, s – подача, t – глубина резания, cp - коэффициент, zp – тангенс угла наклона кривой логарифмической функции P(v), yp - тангенс угла наклона кривой логарифмической функции P(s), xp – тангенс угла наклона кривой логарифмической функции P(t).

На основании проведенных экспериментальных исследований были получены следующие эмпирические формулы для определения составляющих сил резания:

- осевая сила:

92,023,029,01928,, tsvtsvPx ; - радиальная сила:

47,049,041,02958,, tsvtsvPy ; - тангенциальная сила:

09,106,105,03104,, tsvtsvPz . 3. Заключение На основании проведенных экспериментальных исследований были установле-

ны зависимости осевой, радиальной и тангенциальной составляющих силы резания при точении стали 42CrMo4 (HRC 38) проходным резцом, оснащённым режущей пластиной ATI Stellram CNMG542A-4E SP0819 CNMI60608E-4E, состоящей из подложки мелко-зернистого наноструктурированного карбида SP0819 и сверхтвёрдого PVD-нанопокрытия TiAlN от параметров режима резания, что в дальнейшем позволяет опре-делять технологические силовые характеристики при поиске оптимальных условий процесса точения.

Список литературы: 1. Васин, С.А. Резание материалов. Термомеханический подход к системе взаи-

мосвязей при резании: учеб. для техн. вузов. / С.А. Васин, А.С. Верещака, B.C. Кушнер. — М.: Изд-во МГТУ им. Н. Э. Баумана, 2001. - 448 с.

2. Справочник технолога-машиностроителя/под ред. А.Г. Косиловой, Р.К. Ме-щерякова. – М.: Машиностроение, 1985. – Т.2. – 496 с.

2. Каталог токарного инструмента [Электронный ресурс] / КОМБИТЕК-ГРУПП. – Режим доступа: http://stellram.ru/Tokar.pdf - (06.01.2015).

4. Sandvik Coromant [Электронный ресурс]. – Режим доступа: http://www.sandvik.coromant.com/fr - (06.01.2015).


http://www.sandvik.coromant.com/fr


© Христафорян С.Ш., Баласанян Б.С., Христафорян Э.С., Аршакян А.Л.; 2015 г.

193

УДК 621.96 С.Ш. Христафорян, Б.С. Баласанян, Э.С.Христафорян, А.Л. Аршакян

Национальный политехнический университет Армении

РАЗРАБОТКА УЛЬТРАЗВУКОВОЙ ТЕХНОЛОГИИ ФОРМИРОВАНИЯ ТРИБОЛОГИЧЕСКИХ СТРУКТУР НА ХОНИНГОВАННЫХ ПОВЕРХНОСТЯХ

Теоретические и технологические аспекты разработки технологии, позволяющей производить па-

ры трения поверхностей с более высокими трибологическими характеристиками, в частности, воз-можность улучшения проникновения контактных смазок без ущерба для характеристик точности и качества поверхности трущихся частей.

Ключевые слова: ультразвук, режущая кромка, рельеф поверхности

S.Sh. Khristaforyan, B.S. Balasanyan, E.S. Khristaforyan, A.L. Arshakyan

DEVELOPMENT OF ULTRASOUND TECHNOLOGY FORMING TRIBOLOGICAL HONED STRUCTURES SURFACES The theoretical and technological aspects of developing a technology allowing to produce a friction pair surfaces with higher rates of tribological characteristics, in particular, the possibility of improving the penetration of contact lubricants without compromising the accuracy characteristics and the surface quality of the friction pair parts are considered. Keywords: ultrasound, blade cutting, running, surface relief.

1. Введение Развитие современной техники требует повышения точности подвижных

соединений, приводящего к улучшению качества обработанных поверхностей. Высокая точность соединения достигается при соответствующих допусках на посадку, что приводит к трудным задачам, связанным с необходимостью изготовления поверхностей малой шероховатости, что возможно применением современных технологий суперфиниша хонингования и размерной полировки. Но эти условия, с одной стороны, приводят к снижению возможности обеспечения смазки поверхностей, а с другой к повышению уровня атомарного взаимодействия поверхностей, приводящего к возникновению оча-гов схватывания, вызывающего быстрый износ поверхностей, т.е. снижаются долговеч-ность и надежность подвижного соединения, а с ней и всей техники. С одной стороны, изготовление подвижного соединения высокого качества обходится весьма дорого, а с другой – его эксплуатация приводит в снижению долговечности средства техники. Отметим, что современные смазывающие вещества эффективны, но их надо привести в подвижное соединение, что не всегда успешно осуществляется ввиду высокой их вязкости. Менее вязкие смазки на поверхности трудно удерживаются, стекают и легко вы-давливаются. То есть, задача сводится к разработке технологий, обеспечивающих возможность формирования на обработанной поверхности трибологического рельефа без ущерба требованиям по точности соединения, т.е. подвижности посадки. Показателен пример сочленения цилиндр - кольцо двигателей внутреннего сгорания (ДВС).

В этом направлении проведены масштабные исследования и получены определенные результаты. Так, после операций хонингования цилиндра ДВС и последующего микрополирования достигается уровень шероховатости поверхности, который удовлетворяет требованиям по посадке (рис. 1). Затем (университет им. Отто- фон-Герике, руководитель темы проф. Б. Карпушевский, Германия) различными технологиями на готовой поверхности подготавливается специальный рельеф. При


194

этом предпочтение отдается лазерным технологиям и обкатке, имеющие свои недостатки, в первую очередь, по производительности. В нижнем правом углу пред-ставлен микрорельеф поверхности, полученный ультразвуковым (УЗ) резанием в ГИУА [1]. Множество микрофотографий поверхностей, обработанных УЗ резанем, явились основой для проведения в рамках гранта Volkswagenа исследований по разра-ботке технологии структурирования специальных трибологических структур на обра-ботанной поверхности. По программе исследований предусматривалось исследовать процесс УЗ резания и получить поверхности, которые в дальнейшем, после тонкой аб-разивной обработки и хонингования сохранят следы от лезвийной обработки и будут обладать лучшими свойствами удерживать смазку и высокой работоспособностью. Схема контакта приведена на рис. 2.

Актуальность задачи не вызывает сомнений, и для машиностроительной науки поиск новых технологических решений формирования специальных трибологических структур на поверхностях деталей высокой точности является необходимым.

Рис. 1. Некоторые технологические варианты формирования на поверхности специаль-ного трибологического рельефа

2. Результаты исследования

Блок цилиндров ДВС Критерии Точность геометрии

Шероховатость и волнистость.

Свойства в краевой зоне, износ.

Силы трения. Безопасность тех-процессов и ста-

бильность. Расход смазки

Улучшение гидродинамического состояния смазки

Хонингование Микрофиниш, шлифовка,

ткань, и полировка

Гладкая прокатка корпуса

Ультразвук при

точении и шлифовании

5мкм

вибрации N

200мкм 200мкм

200мкм

Лазерный хон


195

Согласно программе договора, предполагались исследования, которые должны были проводиться в лаборатории “Машиностроительные технологии” ГИУА. Задачи исследования по пунктам:

- выявление возможности формирования трибологических стуктур на поверхностях, обработанных способом лезвийного резания;

- выявление возможности сохранения на поверхностях трения трибологических структур, полученных лезвийным резанием, после последующих технологических опе-раций тонкого шлифования и хонингования;

- выявление предпосылок для разработки новой технологии формирования триболо-гических стуктур на обработанных поверхностях пары трения.

Согласно пунктам исследования, были проведены теоретические исследования и разработана методика экспериментов, проведен анализ взаимодействия колеблющегося крутильно с УЗ частотой резца и обрабатываемой поверхности при проведении опера-ции растачивания. Рассмотрим пример расчета рабочих углов режущего клина с учетом расположения вершины клина относительно оси заготовки, скорости и подачи резания.

Примем, что режущий клин, имеющий углы , установлен выше оси растачиваемого отверстия на величину , т.е. ось крутильных колебаний выше оси детали на величину (рис. 5а). Тогда передний и задние углы будут отличаться от углов заточки. Воспользуемся принципами ортогонального проектирования [1] и оп-ределим угол корректировки Заметим, что величина не постоянна, так как ис-тинная величина вектора состоит из трех составляющих: - вектор скорости вращательного движения ; (1) - вектор скорости подачи режущего клина ; (2) - вектор скорости УЗК режущего клина = , (3)

где радиус-вектор обрабатываемой поверхности [мм]; радиус-вектор колеба-тельного движения; n – число оборотов детали , S – подача режущего клина;

амплитуда и частота УЗК режущего клина , . Для облегчения восприятия и представления в планах скоростей, не показаны

линии построений и не учтены масштабы проекций скоростей иначе схема усложни-лась. Используя диапазоны изменения рабочих углов, имеем:

. (4) На основе (рис. 5. б, г) и зависимостей (2.1) – (2.3) имеем:

, (5)

(6)

(7)

(6)


196

б) Рис. 2. Схемы контакта цилиндра с трибологическим рельефом и поршневого кольца, имеющего бочкообразность, позволяющую за счет кавитационных явлений выдавли-вать смазку в зону контакта

(7)

Радиус-вектор колебательного движения угол отклонения от горизональной плоскости и угол отклонения от УЗК будут:

, , (8,9) . (10)

Следовательно, имеем:

. (11)

(12,13) (14)

. Угол определим из условия которое равно:


197

Рис. 3. План скоростей, когда ось колебательных движений в первой четверти попереч-ного сечения обрабатываемой поверхности

=

.

На основе этих зависимостей преобразуем (4), тогда:


198

Но приведенная на рис. 3. схема не привлекательна, т. к. последняя зависимость с учетом, что отношение для исследуемого диапазона режимов резания должна быть определенной величиной, то уменьшит передний угол и увеличит задний угол режущего клина. С другой стороны, из зависимости видно, что с снижением снизится величина и, следовательно, Это приведет к тому, что отмеченный отрицательный эффект снизится и при определенных значениях станет малым, или приведет к положительному эффекту - увеличению переднего угла клина. Такого эффекта возможно трудно будет достигнуть исходя из конструктивных сообра-

жений. Для представления возможного варианта были рассмотрены случаи, ко-гда ось колебательных движений нахо-дится в оставшихся трех четвертях се-чения (рис. 4).

Проведем анализ всех возмож-ных вариантов, в том числе растачива-ние с направленными по оси детали УЗК, растачивание с радиально направ-ленными УЗК, растачивание с радиаль-ными и крутильными УЗК. Опуская ма-тематическое описание на основе кине-матики взаимодействия клина и мате-риала, при наложении УЗК, можно сде-лать выводы:

- с позиций увеличения угла для режущего клина с положительным углом λ, при прочих равных условиях,

целесообразно применить схему на рис. 4а, а для режущего клина с отрицательным уг-лом λ – иную схему;

- с этих же позиций установление резца ниже оси вращения детали целесообраз-нее, чем установление выше отмеченной оси;

- обеспечением условия отсутствия затирания по фаске износа его задней грани; - при возбуждении крутильных УЗК вектор скорости УЗК меняется по величине,

и по направлению, отклоняясь от тангенциального направления на угол . Отмеченное подтверждает рост эффективности процесса растачивания, повыше-

ние показателей качества поверхности, улучшениe динамических показателей процесса резания при наложении на нее крутильных колебаний.

В случае наложения на процесс растачивания осевых УЗК сделаны выводы: - в отличиe от крутильных колебаний режущего клина при осевых его УЗК век-

тор колебательных движений всегда параллелен оси обрабатываемой поверхности, при этом отсутствует переменная прижимающая сила, и изменению подвергаются только две составляющие коэффициента трения;

- для режущего клина и при положительном, и при отрицательном углах накло-на лезвия клина , с позиций увеличения угла , установка режущего клина относи-тельно оси вращения детали ниже, при прочих равных условиях, предпочтительнее, чем установка его выше оси вращения или на оси вращения;

Рис.4. Варианты расположения оси колеба-ний в координатах отверстия


199

- при осевых УЗК влияние вибраций на изменение рабочих углов режущего кли-на проявляется проще, чем при наложении крутильных УЗК;

- при переходе от крутильных УЗК к осевым проблема затирания задней грани с обработанной поверхностью не изменяется.

В случае наложения на процесс растачивания крутильно-осевых УЗК сделаны следующие выводы:

- вектор скорости УЗК переменен в данной точке режущего лезвия клина по на-правлению и величине, и это имеет место в трехмерном пространстве. При отсутствия осевой составляющей пространственные изменения происходят в плоскости, перпенди-кулярной плоскости вращательной составляющей УЗК. В случае отсутствия крутиль-ной составляющей пространственные изменения одинаково направлены в направлении осевых УЗК;

- расположение режущего клина ниже оси вращения детали, с позиций увеличе-ния угла предпочтительнее;

- в зависимости от величин векторов скорости крутильного движения и скорости резания возможны условия, когда передняя грань клина будет отрываться от корня стружки, что, с одной стороны, явно положительно, т.к. улучшается проникновения СОЖ в зоны контактов клина; с другой стороны непрерывный процесс резания преоб-разуется в прерывистый, что будет воздействовать на процесс резания отрицательно. Отметим, что при правильной оценке скоростей можно будет обеспечить такие усло-вия, чтобы отрыв клина от стружки происходил при условиях, когда последующий удар при врезании был по возможности мягким и безболезненным, но достаточным, чтобы возникаюшее при этом реальное снижение давления способствовало всасыванию смазывающей среды в зону последующего контакта.

Были проведены экспериментальные исследования по выявлению степени воз-действия УЗК на формирование рельефа обработанной поверхности при наружном то-чении гаммы материалов: стали марки сталь 45, ШХ15, 12Х18Н9Т; титановые сплавы ВТ5, ВТ10, ОТ-4; латунь ЛС59 и бронза БРАЖ. На рис. 5 приведены микрофотографии обработанных поверхностей для стали сталь 45.

Отметим, что рельеф различной конфигурации можно получить УЗ резания, но его нужно в дальнейшем обработать так, чтобы полученная поверхность имела доста-точную несущую способность с позиций трения, что и было осуществлено технологией прецизионного шлифования и суперфиниша.

Рис. 5. Обрабатываемый материал – сталь 45, частота УЗК f = 22 кГц Полученные поверхности в какой-то мере удовлетворяли предъявляемым требова-

ниям (рис. 6), но ввиду того, что на отмеченные технологии необходим определенный допуск на обработку, то пригодными оказались лишь поверхности, полученые с приме-


200

неним высоких амплитуд УЗК выше 6…8 мкм, но ввиду вынужденной переустановки изделия на процесс суперфиниша после токарной обработки наблюдалось изменение симметрии образованных трибологических дорожек. Это привело к необходимости ис-пытать возможность обкатывания обработанных резанием поверхностей цилиндриче-ским или бочкообразным роликом (рис. 7). Результаты оказались предпочтительнее, но сам процесс обкатывания длинных деталей непроизводителен, что с позиций массового производства ДВС мало приемлем.

Рис. 6. Обработанные методом УЗ резания поверхности (слева) и те же поверхности по-сле тонкого шлифования и хонингования

Рис. 7. Образцы после силовой обработки методом радиального УЗ резания (слева) и после обкатки цилиндрическим роликом (справа)


201

Рис. 8. Образец с двойной дорожкой со смещением, скорость резания средняя (слева); одинарная дорожка, высокая скорость резания. А=А/2 (справа)

Выводы. Разработан новый метод формирования трибологических структур на по-

верхностях пары трения использованием УЗК, с повышенными показателями по смазы-вающим свойствам, что, в свою очередь, может привести к повышению долговечности и работоспособности пары трения и, более того, позволит создать резерв, допускающий повысить степень точности посадки в паре трения, следовательно, улучшить техничес-кие характеристики современной техники. Нужны дальнейшие исследования на пред-мет выявления как оптимальных рельефов, так и технологического обеспечения про-цесса формирования специальной трибологии поверхности.

Полученные в данном исследовании и ранее [2-5] результаты допускают необ-ходимость поиска иных технологических решений с применением УЗК, но уже не мощного УЗК как для многих техпроцессов, а “тонкого” УЗК с хорошей амплитудой и малыми энергетическими затратами. Такая попытка в исследованиях была осуществле-на. На рис. 10 показана поверхность, подвергнутая УЗ резания после процесса хонинго-вания, т.е. налицо перспективы для разработки новой технологии формирования трибо-логических структур на поверхностях трения.

Список литературы: 1. Христафорян С.Ш. Теоретические и технологические основы повышения эффек-

тивности обработки материалов использованием УЗК: Автореф. дис. … д.т.н. / ГИУА. – Ереван, 1996. – 36 с.

2. Изменение условий контактного трения при наложении уль-тразвуковых колеба-ний на процесс резания / С.Ш. Христафорян, А.В. Артунян, Г. Пипер и др. // Вестник ГИУА. Серия “Mеханика, машиноведение, машинострение”. – 2013. – Вып. 16, № 1. – C. 81-90.

3. Предпосылки изменения явлений на передней грани режущего клина от нало-жения УЗК на резец / С.Ш. Христафорян, Г-Ю. Пиппер, Ф. Велцел и др. // Сб. тр. XXI МНТК “Машиностроение и техносфера XXI века”. – Донецк, 2012. – Т. 3. – С. 43-47.

4. Христафорян С.Ш. Физическая модель пластического деформирования мате-риала в процессах ре-зания // Наукоемкие технологии машиностроения. – М.: Машино-строение, 2012. – № 6. – С. 18- 24.

5. Христафорян С.Ш., Назарян Э.А., Баласанян Б.С. Анализ напряженного состоя-ния контакта по передней грани режущего клина при резании пластичных материалов // Вестник ГИУА. Серия “Механика, машиноведение машиностроение”. – 2012. – Вып. 15, – C. 24-34.



© Радин В.П., Щугорев В.Н., Щугорев А.В., Зайкина Ж.В.;2015 г. 202

УДК 621,9 В.П. Радин, В.Н. Щугорев, А.В. Щугорев, Ж.В. Зайкина

НИУ «МЭИ», г. Москва, Россия E-mail: [email protected]

УСТОЙЧИВОСТЬ ПАНЕЛИ НА УПРУГОМ ОСНОВИНИИ В СВЕРХЗВУКО-

ВОМ ПОТОКЕ ГАЗА

Критические значения параметров неконсервативных нагрузок в задачах упругой устойчиво-сти определяются соотношениями между частотами, определяющими динамический тип потери ус-тойчивости [1]. Яркой иллюстрацией этой особенности является известный парадокс Николаи, обна-руженный еще в 30-е годы прошлого столетия. Рассматривается задача об устойчивости плоской па-нели, связанной с упругим основанием и находящейся в сверхзвуковом потоке газа. Упругое основание, рассматриваемое как винклеровское, может моделировать систему каких-либо подкрепляющих эле-ментов, "размазанную" для упрощения расчетов по всей или части поверхности панели Ключевые слова: Устойчивость плоской панели, упругое основание, сверхзвуковой поток газа

V.P. Radin, V.N. Shchugorev, A.V. Shchugorev, J.V. Zaykin

SUSTAINABILITY PANEL ON THE ELASTIC FOUNDATION IN SUPERSONIC GAS FLOW : Critical loads of non-conservative parameter values in the tasks determined by the relationsamong stability of elastic frequencies defining dynamic buckling type [1]. A vivid illustration of this feature is a famous paradox Nicolai found still in the 30-ies of the last century. The problem of stability of a flat panel that is associated with the elastic base and supersonic gas flow. Elastic base, seen as the Winkler, can simulate any system supporting elements "smudged" to simplify calculations for all or part of the surface Keywords: sustainability, flat panel elastic Foundation, supersonic gas flow В настоящей работе рассматривается задача об устойчивости плоской панели, связанной с упругим основанием и находящейся в сверхзвуковом потоке газа.. При больших сверхзвуковых скоростях возмущенное давление p на панель можно опреде-лить по приближенной формуле [5]

0w wp p v Ut x

, (1)

где 0p невозмущенное давление, плотность газа, U скорость набегающего потока, v скорость звука. Выражение в скобках в правой части (1) представляет со-бой поперечную составляющую скорости частиц газа, обтекающего колеблющуюся па-нель. Существуют и более точные приближения, применяемые при числах Маха

/ 2M U v . Пусть упругая плоская панель (пластина) толщиной h , шарнирно оперта по сто-ронам при 0x и x a , удлинена в направлении, ортогональном потоку. Это позволя-ет считать, что в пластине реализуется состояние цилиндрического изгиба. Тогда нор-мальный прогиб в панели ,w x t можно рассматривать как функцию только координа-ты x и времени t . Кроме того, панель опирается на некоторую систему подкрепляю-щих упругих элементов, которая также не нарушает условия реализации цилиндриче-ского изгиба и позволяет трактовать рассматриваемую систему как пластину, связан-ную с однородным упругим основанием с некоторой приведенной поверхностной же-



203

сткостью c . Панель находится в сверхзвуковом потоке газа с невозмущенной скоро-стью U , направленной вдоль оси Ox , и консервативной нагрузки в виде постоянной во времени сжимающего усилия N . Приняв равными внутреннее и внешнее невозмущенные давления, уравнение колебаний панели запишем в виде

4 2 2

4 2 21 0i ew w w w wD b N vU v hb cw h

t x x x t t

. (2)

Здесь D цилиндрическая жесткость панели, h масса панели, отнесенная к едини-це площади, ib коэффициент вязкоупругости для материала панели с применением модели Фойхта, eb коэффициент внешнего рассеяния энергии. Запишем уравнение (2) в безразмерном виде

4 2 2

4 4 2 2 2 4

1 1 02i e

w w w w w w , (3)

где введены следующие параметры 2 4 2

0 0 0 *2 2 2* 0 0 0

2, , , , , , , ,ei i e

bvU vN D ca x Db t NN ha a h D h a a

(4)

Здесь 0 и *N первая собственная частота и критическое усилие соответственно для шарнирно опертой по кромкам панели без упругого основания при цилиндрическом изгибе. Под ,w в уравнении (3) понимается нормальный прогиб панели, отнесен-ный к ее толщине h . Предполагая в дальнейшем варьирование жесткости упругого основания и по-строение областей устойчивости на плоскости параметров нагружения, проведем ис-следование статической устойчивости панели при действии только сжимающего уси-лия N и собственные колебания панели. Решение задачи об устойчивости шарнирно опертого стержня, связанного с упругим основанием изложено в монографии А.С.Вольмира [6]. На рис. 1 в диапазоне 0 10000 приведена зависимость критиче-ской силы * как функции параметра жесткости упругого основания . Зависи-мость представляет собой кусочно-линейную функцию с точками излома при 1 390 , где *1 5 , при 2 3510 , где 2 13 . На каждом участке проиллюстрированы и фор-мы потери устойчивости. Теперь проведем исследование спектра собственных частот и форм в зависимости от величины жесткости упругого основания и при варьировании сжимающего усилия . Несложные вычисления дают следующее выражение для соб-ственных частот

4 24n n n

. (5)

Из этой формулы можно получить выражение для сжимающего усилия , при котором совпадают соседние частоты 1n n , 2 2 2( 1) 2 2 1n n n n Таким образом, при 5 совпадают первая и вторая собственные частоты, при 13 совпадают вторая и третья собственные частоты и т.д. Очевидно, что это свойство яв-ляется следствием зависимости формы потери устойчивости от жесткости упругого ос-нования и так называемого особого случая, которым называют случай совпадения форм потери устойчивости с формами собственных колебаний. Особенностью системы явля-ется также и то, что при соответствующем значении параметра кратность частот


204

имеет место при всех возможных значениях жесткости основания. Рис. 2 иллюстрирует зависимость первых собственных частот от жесткости основания. При этом для сжи-мающего усилия принято 5 , при котором первая и вторая собственные частоты становятся кратными, но соответствующими различным формам колебаний с одной и двумя полуволнами синусоиды. Исследование устойчивости плоской формы равновесия панели сводится к ана-лизу устойчивости по Ляпунову тривиального решения уравнения (5). Применим для этого метод разложения по собственным формам [1]. Представляя ,w в виде ряда

по формам собственных колебаний1

( , ) ( ) ( )n

k kk

w q

, где kq обобщенные ко-

ординаты, sin( )k k формы собственных колебаний панели в состоянии ци-линдрического изгиба, n число удерживаемых членов ряда, и применяя процедуру метода Бубнова-Галеркина, получим систему обыкновенных дифференциальных урав-нений относительно обобщенных координат kq . Матричная форма этих уравнений имеет вид

Рис. 1. Зависимость критического уси-лия от жесткости упругого основания

Рис. 2. Зависимость собственных час-тот от жесткости основания при 5

4 2 44

1 02

ie

Aq q C D B A qA C , (6)

где матрицы , ,A B C и D определяются через интегралы от форм колебаний и их про-изводных.


205

1 1 1 1

0 0 0 0

, , , .T T IV T Td d d d A φ φ B φ φ C φ φ D φ φ

Представляя решение уравнения (6) в виде 0 exp q q , где характеристиче-ские показатели, для исследования устойчивости получим характеристический поли-ном.

Характеристические показатели (в общем случае комплексные числа) полностью определяют поведение системы во времени в окрестности исследуемого на устойчи-вость положения равновесия. Очевидно, что положение равновесия будет асимптотиче-ски устойчивым, если действительные части всех характеристических показателей от-рицательные, т.е. Re 0 . Другими словами все характеристические показатели на-ходятся в левой полуплоскости. При изменении параметров системы и/или параметров нагрузки потеря устойчивости соответствует переходу хотя бы одного характеристиче-ского показателя в правую полуплоскость. Причем, если этот переход происходит через начало координат, то тип потери устойчивости при этом носит квазистатический харак-тер и называется дивергенцией. Если же такой переход происходит через мнимую ось с отличной от нуля мнимой частью, то тип потери устойчивости носит колебательный характер и называется флаттером. При этом мнимая часть характеристического показа-теля определяет частоту флаттера.

За управляющие параметры при исследовании устойчивости рассматриваемой системы примем параметры нагружения и , а также жесткость упругого основания . Область устойчивости в пространстве , , ограничена критической поверхностью. Построим сечения критической поверхности плоскостями const . Границы области устойчивости на плоскости , при различных значениях параметра строились с применение критерия Рауса-Гурвица и путем непосредственного вычисления корней характеристического уравнения. Результаты вычислений по определению положения границы области устойчи-вости при одновременном действии сжимающего усилия и аэродинамической на-грузки представлены на трех рисунках в соответствии с характерными диапазонами изменения жесткости упругого основания . Здесь и далее для коэффициентов демп-фирования принято 0,01e и 0,01i . На рис. 3 на плоскости потенциальной сжи-мающей силы и неконсервативной составляющей аэродинамической нагрузки представлены границы областей неустойчивости для трех значений жесткости допол-нительной упругой опоры 0 , 1 390 и 1000 где напомним, 1 жесткость основания, при которой меняется форма потеря устойчивости. Если 0 , то граница области устойчивости, состоящая из границы флаттера AB и границы дивергенции BC , имеет стандартный классический вид. При 1 вся граница 2AB есть граница флаттера. Граница дивергенции здесь выраждается в точку. Для случая 1000 грани-ца флаттера имеет в окрестности 1 5 явно выраженный минимум, что соответствует совпадению частот, ответственных за флаттер. Критическое значение скорости потока здесь определяется параметрами рассеяния энергии. После этого значения * увеличи-вается вплоть до пересечения с границей дивергенции 3 3B C .


206

Рис. 3. Границы области устойчивости для жесткостей основания 0 , 390 и 1000

Рис. 4. Границы области устойчивости для жесткостей основания 1000 ,

3510 и 5000

Для второго диапазона изменения жесткости основания границы области устойчивости представлены на рис4. Для сравнения и наглядности здесь приведена и кривая для

1000 . При втором характерном значении жесткости основания 2 3510 , при котором сменяется форма потери устойчивости и 2 13 также, как и в предыдущем случае граница дивергенции выраждается в точку, а для больших значений ( 5000 ) окрестности этого значения также имеет место изолированный минимум у границы флаттера Список литературы:

1. Болотин В.В. Неконсервативные задачи теории упругой устойчивости. – М.: Физматгиз, 1961. – 339 с. .

2. Радин В.П., Щугорев В.Н., Щугорев А.В., Зайкина Ж.В. Устойчивость трубо-провода с упругой опорой. Материалы XXI международной научно-технической кон-ференции “Машиностроение и техносфера XXI века”, Севастополь 2014. С 224-228.

3.Волошин И.И., Громов В.Г. О критерии устойчивости стержня на упругом ос-новании при действии следящей силы // Изд. АН СССР, Механика твердого тела. – 1977, №4. С. 169 - 171.

4.Радин В.П., Чирков В.П, Щугорев А.В. Устойчивости стержня на упругом ос-новании при непотенциальном нагружении // Строительная механика и расчет соору-жений. – 2008, №5. С. 5-11. Поступила в редколлегию 24.05.2015 г.


© Ямников А.С., Ямникова О.А., Троицкий Д.И.; 2015 г.

207

УДК 621.9.014 А.С. Ямников, О.А. Ямникова, Д.И. Троицкий Тульский государственный университет, Россия

Тел./Факс: +7 910 941 30 11; E-mail: [email protected], [email protected]

ФИЗИЧЕСКОЕ МОДЕЛИРОВАНИЕ ПРОЦЕССА ФРЕЗОТОЧЕНИЯ РЕЗЬБЫ

Предлагаемые схемы физического моделирования позволяют проводить экспериментальные ис-

следования процесса фрезоточения без необходимости проектирования и изготовления сложного инст-румента – червячных резьбовых фрез и модернизации станков, что значительно сокращает материаль-ные и временные затраты на подготовку и проведение экспериментов.

Ключевые слова: фрезерование резьбы, моделирование, токарный станок, одноточечный инст-румент, фрезоточение, фрезоточение.

A.S. Yamnikov, O.A. Yamnikova, D.I. Troitskiy

PHYSICAL MODELING OF CUTTER LATHE THREAD TURN MILLING THREAD

The paper covers a single cutter lathe thread turn milling simulation that significantly reduces physical testing costs. The turn milling process involves a synchronized tool (helical mill), and workpiece rotation with a radial oncoming feed through a mill and workpiece relative movement. The cutting rate occurs by the mill teeth move-ment over the workpiece. The machining depth in each pass varies from zero to the max value, a common milling process feature. The proposed approach simulates the process parameters through thread turning or incomplete circular groove turning of workpieces attached off-center to a lathe tooling. Key words: thread turn milling, simulation, lathe, single-point tool, thread, off-center turning.

1. Введение Способ нарезания резьбы винтовым инструментом при одновременном согласо-

ванном вращении инструмента и заготовки был описан в 1941 году Скухторовым С.И. и Хлуновым В.Н. в журнале «Машиностроитель» [1]. Ими была предложена схема высоко-производительного способа формирования резьб режущим инструментом с винтовой про-изводящей поверхностью. Сущность способа заключается в том, что заготовки и инстру-менту сообщают взаимосвязанные вращательные движения Dи и Dд вокруг параллельных осей соответственно инструмента и заготовки и движение сближения Dt при равных осе-вых шагах Pо инструмента и Р формируемой поверхности и постоянном передаточном отношении k, равном единице. Резьбу формируют сразу по всей длине без осевого движе-

ния подачи, когда окружные скорости V

и и V

Д соответственно точки инструмента и точки формируемой поверхности в месте контакта разнонаправлены (рис. 1).

В 1971 г. Лоцманенко В.В. предложил методику расчета параметров профиля производящей поверхности рассматриваемого инструмента при разнонаправленных движениях вращения DИ и Dд [2]. В 1978 г. - фирма «Traub» (ФРГ) оснастила свои то-карно-револьверные станки специальным приспособлением для фрезоточения инстру-ментом с винтовой производящей поверхностью наружных резьб по латуни и легкому сплаву. В 1987-1993 г.г. Воронов В.Н развил способ нарезания резьбы винтовым инст-рументом [3-5]. Особенно много внимания было уделено практической реализации способа. В 1994 г. Серова Е.В. и Лашнев С.И. разработали геометрическую теорию профилирования инструмента для фрезоточения резьбы [6, 7]. В работах Солянкина Д.Ю. Ямникова А.С., Ямниковой О.А. [8-12] эти же вопросы рассмотрены с позиции




208

имитационного 3D мо-делирования с помо-щью программного комплекса КОМПАС [13]. Воронов В.Н. [3-6] назвал рассматривае-мый процесс фрезото-чением. В данном про-цессе, как при точении, заготовка быстро вра-щается на станке то-карного типа, а среза-ние припуска осущест-вляется инструментом,

имеющим все признаки групповой резьбовой фрезы. Отсюда же понятно, что приме-нять зависимости для точения или фрезерования к фрезоточению не корректно. Неко-торые вопросы требуют экспериментального исследования, например определения стойкостных и силовых зависимостей, в условиях приближенных к реальным. Как вид-но из предыдущего описания, инструмент для фрезоточения является многозубым, его стойкость по имеющимся данным очень высока и для отыскания эмпирических зави-симостей требуется большое количество заготовок и времени. Дополнительную слож-ность представляет собой необходимость серьезной модернизации действующего или проектирования и изготовления специального оборудования. Для устранения организа-ционных затруднений следует использовать физическое моделирование [14 - 17].

2. Основное содержание и результаты работы На рис. 2 изображена схема фрезоточения наружной резьбы. Фреза диаметром

фD и заготовка диаметром дD вращаются с одинаковой частотой (nд=пф) и сближают-ся со скоростью радиальной подачи Sр. За один оборот заготовки и фрезы каждый зуб фрезы работает один раз, следовательно, при фрезоточении подача на зуб будет равна подаче на оборот poz SS , соответственно глубина резания также poi St .

Для обоснования принятой методики моделирования рассмотрим кинематику резания в процессе фрезоточения. Анализ кинематики резания фрезоточения наружной резьбы показал [3-6], что траекторией относительного движения вершины единичного зуба фрезы является окружность радиусом ТРR , причем дфТР RRR . За каждый оборот заготовки (и фрезы) единичный зуб срезает слой металла определенной длины и толщины.

Для обработки полной глубины профиля резьбы - H фрезе (заготовки) необхо-димо сделать k оборотов:

poSHk . (1)

Для ускорения и удешевления испытаний применялся метод моделирования пу-тем имитации процесса фрезоточения на токарном станке единичным резьбовым рез-цом. Эксперименты проводились физическим имитационным моделированием, для че-го процесс фрезоточения заменялся процессом точения эксцентрично закрепленной за-готовки (рис. 3).

Рис. 1. Способ формирования резьб винтовым инструментом при синхронном вращении с заготовкой


209

Заготовку - 1 с центром в точке 1О закреп-ляют на планшайбе - 2 неподвижно, а планшай-бу с заготовкой вращают вокруг центра О . Еди-ничный резьбовой резец - 3 закрепляют в суп-порте токарного станка и сообщают ему подачу.

На рис. 4 изображена схема фрезоточения внутренней резьбы. Воронов В.Н. получил урав-нение траектории зуба фрезы в параметриче-ском виде [3-6]:

.2sinsin

,2coscos

1

1rrRYrrRX

(2)

Сравнивая это выражение с уравнением кривой «улитка Паскаля» [12] Воронов В.Н. принял, что они тождественны. Следовательно, траектория относительного движения зуба фре-зы при обработке по рассматриваемой схеме (см. рис. 3) должна являться кривой «улитка Паскаля», уравнение которой в параметриче-ском виде приведено (2). В неявной форме:

.2 21

21

22

112

1 yrxrRrxryrx (3) Для моделирования процесса фрезоточения внутренней резьбы на токарном станке (рис. 5) заготовку - 1 закрепляют в трехкулачковом па-троне с эксцентриситетом относительно оси вращения патрона:

dRe , (4) где - радиус кривизны улитки Паскаля в точ-ке наибольшего заглубления зуба фрезы в тело заготовки; dR - радиус нарезаемой резьбы,

dd DR 5,0 . Для этого под одну из губок патрона подклады-вают пластину толщиной:

бDeeb

215,1 , (5)

где бD - диаметр базы (наружный диаметр заго-товки).

Подбором эксцентриситета добивались необходимой длины дуги контакта зуба инстру-мента с заготовкой. Таким образом, заготовка будет вращаться вокруг центра O. Единичный резьбовой резец - 3 закрепляют в суппорте стан-

ка и сообщают ему подачу. То есть, на токарном станке создаются те же условия, та же кинематика резания,

Рис. 2. Схема фрезоточения наруж-ной резьбы

Рис. 3. Схема моделирования фре-зоточения наружной резьбы


210

что и в процессе фрезоточения (тот же радиус траектории относительного движения; такой же прерывистый про-цесс резания с тем же циклом; та же длина пути резания единичного резца, тот же угол контакта). Режимы и усло-вия резания (скорость, подача, глубина резания, охлаждение) назначают такие же, как и при фрезоточении.

При фрезоточении каждый зуб фрезы представляет собой резьбовую гребенку. В процессе обработки од-ной заготовки каждый единичный резьбовой резец гребенки обрабаты-вает одну впадину резьбы на соответ-ствующем секторе резьбовой поверх-ности. Следовательно, обработка од-ной впадины резьбы на соответст-вующем секторе заготовки при моде-лировании будет соответствовать (по пути резания и по износу единичного резьбового резца) фрезоточению од-ной заготовки. Таким образом, для сокращения количества заготовок и времени испытаний целесообразно на каждой заготовке нарезать как можно больше резьбовых впадин. Это может быть достигнуто путем многопро-ходного точения резьбы с продоль-ной подачей. При этом за каждый проход глубина резания it должна быть равна подаче на оборот при фрезоточении - poS . После много-проходной обработки одного сектора резьбовой поверхности заготовку по-ворачивают вокруг ее оси на угол, равный угловому шагу зубьев фрезы и обрабатывают следующий сектор и т.д. Таким образом, обработка одной заготовки будет соответствовать (по износу единичного резьбового резца) фрезоточению N заготовок:

PzlN , (6)

где l - длина резьбы; P - шаг резь-бы; z - количество обработанных секторов, равное числу зубьев фрезы.

Рис. 4. Схема фрезоточения внутренней резь-бы

Рис. 5. Схема моделирования процесса фрезо-точения внутренней резьбы


211

Предлагаемые схемы физического моделирования позволяют проводить экспе-риментальные исследования процесса фрезоточения без необходимости проектирова-ния и изготовления сложного инструмента – червячных резьбовых фрез и модерниза-ции станков, что значительно сокращает материальные и временные затраты на подго-товку и проведение экспериментов.

Список литературы: 1. Скухторов С.И., Хлунов В.Н. Фрезерование резьбы по методу обката.

//Машиностроитель, 1941, № 2. С. 6-9. 2. А.С. 380409 (СССР). Способ нарезания резьбы. //Лоцманенко В.В. - Опубл. в БИ,

1973, № 15. 3. Воронов В.Н. Изготовление резьб винтовым инструментом. //Станки и инстру-

мент. 1991, № 10. С. 14-16. 4. Воронов В.Н., Ямников А.С., Протасьев В.Б. Автоматизация обработки ниппелей

отопительных радиаторов. //Механизация и автоматизация механосборочных работ: тез. докл. регион, конф. Ижевск, ДНТП, 1990. С. 21-22.

5. Воронов В.Н., Ямников А.С., Протасьев В.Б. Инструменты для фрезоточения резьбы в роторной линии. //Инструментальное обеспечение автоматических систем ме-ханообработки: тез. докл. регион, конф. - Иркутск, АН СССР, НЦСО. 1990. С. 12-13.

6. Воронов В.Н., Серова Е.В. Формообразований резьбы винтовым инструментом с радиальной подачей. //Технология механической обработки и сборки: Тула: ТулГТУ, 1993. С. 87-95.

7. Лашнев С.И., Серова Е.В. Расчет параметров производящей поверхности фрезы - протяжки для обработки круглых резьб //Автоматизированные станочные системы и роботизация производства: Сб. науч. тр. Тула: ТулГТУ, 1993. С. 87-92.

8. Солянкин Д.Ю., Ямников А.С. Относительная производительность фрезоточения резьб // Известия ОрелГТУ. Серия «Фундаментальные и прикладные проблемы техники и технологии». №6(284) 2010. С. 109-114.

9. Солянкин Д.Ю. Ямников А.С., Ямникова О.А. Методика определения парамет-ров срезаемых слоев и огранки при фрезоточении резьб // Известия ТулГУ. Серия «Технические науки», 2011, 3 вып., часть 1. С. 272-278.

10. Ямников А.С., Ямникова О.А., Солянкин Д.Ю. Имитационное моделирование фрезоточения резьбы // Наукоёмкие технологии в машиностроении. 2011, №6. С. 15-20.

11. Солянкин Д.Ю. Ямников А.С., Ямникова О.А. Фрезоточение резьб. Обоснова-ние технологии и конструкций инструмента. Монография, Изд-во Ламберт, ФРГ. 2012. 176 с.

12. Ямникова О.А., Ямников А.С. Имитационное моделирование компонентов тех-нологических систем: учеб. пособие. Тула: Изд-во ТулГУ, 2013. 191 с.

13. Компaс-3D V15, система трехмерного моделирования. Артикул: ASCON_ОО-0014661. Платформа: Windows XP/Vista/7/8.

14. Гухман А.А. Введение в теорию подобия. Издательство: ЛКИ. 2010. 296 с. 15. Силин С.С. Метод подобия при резании материалов. М.: Машиностроение, 1979. 152 с. 16. Замятина О. М. Моделирование систем: учебное пособие. Томск: Изд-во ТПУ, 2009. 204 с. 17. Финаев В.И. Моделирование систем: учебное пособие. Таганрог: Изд-во ЮФУ, 2013.

181 с. Поступила в редколлегию 24.05.2015


212

СОДЕРЖАНИЕ Абдулкаримов М. К. ОСОБЕННОСТИ ГНУТОГО ПРОФИЛЯ В МЕТАЛЛОКОНСТРУКЦИЯХ БУРОВЫХ УСТАНОВОК……………………………………………………..........

3

Анкуда С.Н., Хейфец И.М. ИНТЕГРАЦИЯ ИНЖЕНЕРНО-ФИЗИЧЕСКИХ, ГЕОМЕТРИЧЕСКИХ И ИНФОРМАЦИОННЫХ МОДЕЛЕЙ ИЗДЕЛИЯ ПРИ ВТОМАТИЗИРОВАННОМ ПРОЕКТИРОВАНИИ

7

Байков А.В. ОПИСАНИЕ РАБОЧЕЙ ПОВЕРХНОСТИ ЭЛАСТИЧНОГО ШЛИФОВАЛЬНОГО ИНСТРУМЕНТА В ЗОНЕ КОНТАКТА С ЗАГОТОВКОЙ

12

Баласанян Б.С., Баласанян А.Б., Гаспарян П.Ю. МЕТОДИКА РАЗВИТИЯ ПРАКТИЧЕСКИХ НАВЫКОВ СТУДЕНТОВ ДЛЯ ПРОВЕДЕНИЯ НАУЧНЫХ ЭКСПЕРИМЕНТОВ

18

Бахадиров Г.А., Абдукаримов А., Цой Г.Н., Набиев А.М. ВЛИЯНИЕ ТОЛЩИНЫ КОЖЕВЕННОГО ПОЛУФАБРИКАТА НА ПРОЦЕСС ОТЖИМА ВЛАГИ И ПАРАМЕТРЫ ОБОРУДОВАНИЯ

25

Беловодский В.Н., Букин С.Л. ВОЗБУЖДЕНИЕ ПОЛИГАРМОНИЧЕСКИХ КОЛЕБАНИЙ В ИБРОМАШИНЕ С НЕЛИНЕЙНОЙ УПРУГОЙ СВЯЗЬЮ ПОДВИЖНЫХ МАСС НОВОГО ТИПА…………………………………...

32

Витренко А.В. ОСНОВЫ ТЕХНОЛОГИИ ИЗГОТОВЛЕНИЯ ВИНТОВЫХ ЗУБЧАТЫХ КОЛЕС………………………..

42

Девойно О.Г., Кардаполова М.А., Яцкевич О.К., Николаенко В.Л. ОПТИМИЗАЦИЯ ТЕХНОЛОГИИ ТЕРМОДИФФУЗИОННОЙ ОБРАБОТКИ КЕРАМИЧЕСКИХ ПОРОШКОВ ДЛЯ ПЛАЗМЕННОГО НАПЫЛЕНИЯ ВНЕШНИХ КОЛЕЦ ПОДШИПНИКОВ ЭЛЕКТРОУСТАНОВОК

48

Дорофеев В.Л., Дорофеев Д.В., Журавлев В.Н., Единович А.Б. ПРИМЕНЕНИЕ ПРОГРАММНОГО КОМПЛЕКСА AEROFLANK ДЛЯ РАСЧЕТА РАСПРЕДЕЛЕНИЯ НАГРУЗОК ПО ШИРИНЕ ЗУБЬЕВ, ПРОГИБА ВАЛОВ И СИЛ, ДЕЙСТВУЮЩИХ НА ОПОРЫ

56

Драчев О.И., Тараненко В.А. МОДЕЛИРОВАНИЕ ДИНАМИЧЕСКОЙ СИСТЕМЫ ВИБРАЦИОННОГО СВЕРЛЕНИЯ ГЛУБОКИХ ОТВЕРСТИЙ ……………………………

63

Ермишкин В.А., Кулагин С.П., Минина Н.А., Соловьева Ю.Б. АНАЛИЗ НАПРЯЖЕННОГО СОСТОЯНИЯ У ВЕРШИНЫ НАДРЕЗА В


213

ОБРАЗЦЕ АЛЮМИНИЕВОГО СПЛАВА В95 69 Иванов А.С., Ермолаев М.М., Руднев С.К. МЕТОД РАСЧЕТА СОЕДИНЕНИЯ С НАТЯГОМ В ОБЩЕМ СЛУЧАЕ НАГРУЖЕНИЯ……………………………………………………………………..

75

Ивченко Т.Г., Петряева И.А. ИССЛЕДОВАНИЕ ТЕПЛОВЫХ ПОТОКОВ И ТЕМПЕРАТУР РЕЗАНИЯ ПРИ ОБРАБОТКЕ ИНСТРУМЕНТАМИ С ИЗНОСОСТОЙКИМИ ПОКРЫТИЯМИ

84

Лиопо В.А., Овчинников Е.В., Ситкевич Ф.А., Ситкевич А.Л., Струк В.А. СТРУКТУРНЫЕ ТРАНСФОРМАЦИИ СЛОИСТЫХ СИЛИКАТОВ ПРИ ТЕРМИЧЕСКИХ ВОЗДЕЙСТВИЯХ (НА ПРИМЕРЕ СЛЮД).

90

Лиопо В.А., Овчинников Е.В., Возняковский А.П., Ситкевич Ф.А. КРИСТАЛЛИЗАЦИЯ КЛАСТЕРНЫХ ЖИДКОСТЕЙ (СТАТИСТИЧЕСКАЯ МОДЕЛЬ)

100

Маляренко А.Д. ТЕХНОЛОГИЧЕСКОЕ ОБЕСПЕЧЕНИЕ ПРЕЦИЗИОННОСТИ ВЫСОКОТОЧНОЙ ОБРАБОТКИ

107

Михайлов А.Н., Цыркин А.Т., Петров А.М., Головятинская В.В., Петров М.Г. ПОРОШКИ ДЛЯ ДЕТОНАЦИОННОГО НАПЫЛЕНИЯ ИЗ ОТХОДОВ ПРОИЗВОДСТВА

112

Михайлов А.Н., Матвиенко С.А., Лукичев А.В. ТЕХНОЛОГИЧЕСКОЕ ОБЕСПЕЧЕНИЕ ЗВУКОРЕЗОНАНСНОЙ ОТДЕЛОЧНОЙ ОБРАБОТКИ В КВАЗИУПРУГОЙ СРЕДЕ

118

Мищук П.А., Михайлов А.Н. ОСНОВНЫЕ ОСОБЕННОСТИ ЭКСПЛУАТАЦИИ ДЕЗИНТЕГАТОРОВ И КЛАССИФИКАЦИЯ ИХ ЭКСПЛУАТАЦИОННЫХ ФУНКЦИЙ

127

Нестеров В.А., Суханов А.С. РАСЧЕТ НА УСТОЙЧИВОСТЬ КОМПОЗИТНЫХ СТЕРЖНЕЙ ПО БАЛОЧНОЙ И ОБОЛОЧЕЧНОЙ МОДЕЛЯМ

136

Овчинников Е.В. ПРИМЕНЕНИЕ НАНОМАТЕРИАЛОВ И ТЕХНОЛОГИЙ В ТРАНСПОРТНОЙ ЛОГИСТИКЕ .….…….…................................................

144

Одинцев И.Н., Апальков А.А., Кокуров А.М., Плугатарь Т.П., Усов С.М. ПРИМЕНЕНИЕ ОПТИКО-КОРРЕЛЯЦИОННЫХ МЕТОДОВ В ЗАДАЧАХ ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНОЙ МЕХАНИКИ

152

Петрешин Д. И., Федонин О. Н., Карпушкин В. А. ОРГАНИЗАЦИЯ ОБМЕНА ИНМОРМАЦИЕЙ В АВТОМАТИЗИРОВАННОЙ


214

СИСТЕМЕ СБОРА И АНАЛИЗА ПРОИЗВОДСТВЕННЫХ ДАННЫХ 161 Поветкин В.В., Керимжанова М.Ф., Ибрагимова З.А., Татыбаев М.К., Исаева И.Н.

ОБОСНОВАНИЕ ТЕХНОЛОГИЧЕСКИХ СПОСОБОВ ПОВЫШЕНИЯ ДОЛГОВЕЧНОСТИ ЗУБЧАТЫХ КОЛЕС

165

Ракунов Ю.П., Абрамов В.В., Ракунов А.Ю. О ТИПОРАЗМЕРЕ РЕЖУЩЕГО КЛИНА И КОНТАКТНЫХ НАПРЯЖЕНИЯХ НА ЕГО ПЕРЕДНЕЙ И ЗАДНЕЙ ПОВЕРХНОСТЯХ…

172

Семашко. В.В., Ильющенко А.Ф., Петров А.Ф. ПОВЫШЕНИЕ РАБОТОСПОСОБНОСТИ ИЗДЕЛИЙ ЭКСПЛУАТИРУЕМЫХ В УСЛОВИЯХ УДАРНО-АБРАЗИВНОГО ИЗНАШИВАНИЯ ИМПУЛЬСНЫМИ ТЕХНОЛОГИЯМИ

179

Сидорова Е.В. ОПРЕДЕЛЕНИЕ СОСТАВЛЯЮЩИХ СИЛЫ РЕЗАНИЯ ПРИ ТОЧЕНИИ СТАЛИ 42CrMo4 ТВЕРДОСПЛАВНЫМ ИНСТРУМЕНТОМ С TiAlN-ПОКРЫТИЕМ……………………………………

188

Христафорян С.Ш., Баласанян Б.С., Христафорян Э.С., Аршакян А.Л. РАЗРАБОТКА УЛЬТРАЗВУКОВОЙ ТЕХНОЛОГИИ ФОРМИРОВАНИЯ ТРИБОЛОГИЧЕСКИХ СТРУКТУР НА ХОНИНГОВАННЫХ ОВЕРХНОСТЯХ

193

Радин В.П., Щугорев В.Н., Щугорев А.В., Зайкина Ж.В. УСТОЙЧИВОСТЬ ПАНЕЛИ НА УПРУГОМ ОСНОВИНИИ В СВЕРХЗВУКОВОМ ПОТОКЕ ГАЗА………………………………..

202

Ямников А.С., Ямникова О.А., Троицкий Д.И. ФИЗИЧЕСКОЕ МОДЕЛИРОВАНИЕ ПРОЦЕССА ФРЕЗОТОЧЕНИЯ РЕЗЬБЫ 207


215

ИМЕННОЙ УКАЗАТЕЛЬ

Абдукаримов А 25 Абдулкаримов М. К. 3 Абрамов В.В 172 Анкуда С.Н 7 Апальков А.А. 152 Аршакян А.Л. 193 Байков А.В. 12 Баласанян А.Б. 18 Баласанян Б.С. 18,193 Бахадиров Г.А. 25 Беловодский В.Н., 32 Букин. С.Л 32 Витренко А.В. 42 Возняковский А.П. 100 Гаспарян П.Ю 18 Головятинская В.В. 112 Девойно О.Г., 48 Дорофеев В.Л., 56 Дорофеев Д.В 56 Драчев О.И. 63 Единович А.Б 56 Ермишкин В.А 69 Ермолаев М.М., 75 Журавлев В.Н 56 Зайкина Ж.В 202 Иванов А.С. 75 Ибрагимова З.А 165 Ивченко Т.Г. 84 Исаева И.Н 165 Ильющенко А.Ф 179 Кардаполова М.А. 48 Карпушкин В. А 161 Керимжанова М.Ф. 165 Кокуров А.М. 152 Кулагин С.П 69 Лиопо В.А. 90,100 Лукичев А.В. 118 Маляренко А.Д 107 Матвиенко С.А. 118 Михайлов А.Н. 112,118,127 Минина Н.А 69 Мищук П.А., 127 Набиев А.М 25 Нестеров В.А. 144 Николаенко В.Л 48

Овчинников Е.В 90,100,144 Одинцев И.Н. 152 Петров А.М. 112 Петров А.Ф 179 Петров М.Г 112 Петрешин Д. И. 161 Петряева И.А 84 Плугатарь Т.П., 152 Поветкин В.В 165 Радин В.П. 202 Ракунов А.Ю. 172 Ракунов Ю.П. 172 Руднев С.К 75 Семашко. В.В 179 Соловьева Ю.Б. 69 Сидорова Е.В. 188 Ситкевич А.Л 90 Ситкевич Ф.А. 90,100 Струк В.А 90 Суханов А.С. 136 Тараненко В.А. 63 Татыбаев М.К. 165 Троицкий Д.И. 207 Федонин О. Н. 161 Хейфец И.М. 7 Христафорян Э.С 193 Христафорян С.Ш. 193 Цой Г.Н. 25 Цыркин А.Т., 112 Щугорев А.В 202 Щугорев В.Н 202 Яцкевич О.К. 48 Ямников А.С 207 Ямникова О.А. 207


216

ПРАВИЛА представления рукописей в международный сборник научных трудов

Донецкого национального технического университета «ПРОГРЕССИВНЫЕ ТЕХНОЛОГИИ И СИСТЕМЫ МАШИНОСТРОЕНИЯ»

Международный сборник научных трудов Донецкого национального

технического университета «Прогрессивные технологии и системы машиностроения» издается с 1994 года. В этом сборнике публикуются ученые и специалисты более чем из 30 стран мира.

Сборник научных трудов является специальным изданием, научно-технические статьи которого проходят обязательное рецензирование. Данный сборник включен в следующие программы:

1. В сборнике могут публиковаться научно-технические статьи и результаты диссертационных работ.

2. Сборник размещен на сайте кафедры «Технология машиностроения» Дон-НТУ, г. Донецк, http://tm.donntu.org .

3. Сборник включен базу данных РИНЦ (Российский индекс научного цити-рования) (лицензионный договор № 177-04/2013 от 12.04. 2013 г.) и размещен на сайте НЭБ (Научная электронная библиотека, г. Москва, Россия, http://elibrary.ru .

4. Данный сборник имеет международную индексацию ISSN 2073-3216. 5. Сборник размещен на сайте Национальной библиотеки Украины им. В.И.

Вернадского, г. Киев, Украина, http://archive.nbuv.gov.ua/portal/natural/Ptsm/index.html . 6. Сборник включен в перечень ВАК Украины (Затверджено постановою

президії ВАК України від 16 грудня 2009 р. № 1-05/6 (Бюлетень ВАК України, № 1, 2010 р.)).

Статьи представляемые в данный сборник должны отвечать следующим требованиям.

Содержание рукописей должно отражать новые достижения науки и техники в области машиностроения, их практическое значение, соответствовать технической направленности сборника и представлять интерес для широкого круга специалистов.

В рукописи должно быть кратко изложено то новое и оригинальное, что разработано авторами, показано преимущество перед аналогами предлагаемых разработок, описаны их особенности и практическая значимость. Результаты работы не должны представляться в виде тезисов.

Ответственность за нарушение авторских прав, за несоблюдение действующих стандартов и за недостоверность в статье данных полностью несут авторы статьи.

Присланные в редакционную коллегию статьи подвергаются обязательному рецензированию. Редакционная коллегия оставляет за собой право вносить в текст статьи изменения редакционного характера без согласования с авторами, а также не публиковать статьи, которые не отвечают нашим требованиям.

Языки представления рукописей: украинский, русский и английский.

ОСНОВНАЯ ТЕМАТИКА СБОРНИКА Тематика представляемых статей должна основываться на проблемах машино-

строения (механики) и представляться в рамках следующих направлений:

http://tm.donntu.org

http://elibrary.ru

http://archive.nbuv.gov.ua/portal/natural/Ptsm/index.html


217

1. Практика и перспективы создания и применения прогрессивных и нетрадиционных технологий машиностроения. Интегрированные технологии. Сборка в машино- и приборостроении. Абразивные и виброабразивные технологии. Гибридные и комбинированные технологии машиностроения. 2. Механизация и автоматизация производственных процессов машиностроения. Прогрессивное оборудование машиностроительных производств. 3. Комплексная автоматизация проектирования, подготовки и управления машиностроительным производством. 4. Проблемы создания и применения прогрессивных инструментов и инструментальных материалов в машиностроении. 5. Управление качеством продукции и технических систем машиностроения. Проблемы инженерии поверхностного слоя изделий. 6. Современные проблемы машиноведения и деталей машин. 7. Современные проблемы инженерии материалов. Упрочняющие технологии и покрытия изделий машиностроения. Наноматериалы и нанотехнологии в машиностроении.

8. Вопросы моделирования и расчетов сложных технологических систем маши-ностроения.

В рамках сборника можно представлять рекламу продукции, которая будет по-мещена после рукописей статей.

СОДЕРЖАНИЕ СТАТЕЙ Научно-технические статьи, представляемые в данный сборник должны иметь

следующие элементы: - постановка проблемы в общем виде и ее связь с важными научными и практи-

ческими заданиями; - анализ последних достижений и публикаций, в которых начато решение дан-

ной проблемы, выделение нерешенных раньше частей общей проблемы, которым по-свящается данная статья;

- формулирование цели и постановка задач работы; - представление основного материала исследования с полным обоснованием по-

лученных научных результатов, формулирование рекомендаций; - выводы по данному исследованию и перспективы дальнейшего развития дан-

ного направления.

ПРЕДСТАВЛЕНИЕ МАТЕРИАЛОВ Для принятия решения о включении рукописи Вашей статьи в сборник необхо-

димо выслать в адрес редакционной коллегии следующее: заявку и сведения об авторах статьи; рукопись статьи; экспертное заключение о возможности публикации статьи в открытой печати; все материалы отправляются по E-mail по адресам: [email protected]

или [email protected] .

ТРЕБОВАНИЯ К ОФОРМЛЕНИЮ 1. Текст рукописи статьи выполняется объемом от 5 до 10 страниц (обязательно

полные страницы), формат А4 (210х297 мм) с полями: верхнее и нижнее – 30 мм, а




218

левое и правое - 25 мм. Страницы не нумеровать (нумерацию выполнить карандашом в нижнем правом углу). Рукопись статьи оформить с применением редактора WinWord (не ниже версии 6,0) шрифтом Times New Roman, выполненным в соответствии с об-разцом оформления, межстрочный интервал - 1,0, шрифт – 12pt. Рукопись представить в двух экземплярах.

2. Порядок оформления. Материалы должны отвечать следующей структурной схеме: УДК, инициалы и фамилии авторов, ученая степень и звание (сокращение по ДСТУ 3582-97), полное название организаций и стран, тел./факс, E-mail, название ста-тьи, аннотация на языке статьи, ключевые слова, основной текст, заключение или вы-воды, список литературы, две дополнительные аннотации на двух других языках c ключевыми словами, внизу первой страницы необходимо указать авторский знак - ©. УДК печатать прописными (жирными) буквами в верхнем левом углу не отступая от верхнего поля. На следующей строке справа жирными строчными буквами – инициа-лы и фамилии авторов с учеными степенями и званиями, на следующих строках – полное название организаций и стран (через запятую, справа). На следующей строке курсивом справа – тел./факс и электронный адрес одного из авторов. Через один ин-тервал - название статьи, печатать прописными (жирными) буквами, без переносов, центрировать, максимально три строки. Через один интервал - аннотации с ключевыми словами (слово аннотация не пишется) на двух языках шрифтом 10 pt, курсивом. Через один интервал – материалы статьи, шрифт 12 pt (язык изложения – по выбору авторов, межстрочный интервал 1,0). Внизу первой страницы статьи необходимо указать автор-ский знак - ©. Между соответствующими разделами статьи необходимо делать пробел. (См. образец оформления материалов).

3. Графический материал (рисунки, графики, схемы) следует выполнять в фор-мате .bmp, .gif, .pсx, .dwg, .jpg - размерами не менее 60х60 мм внедренными объек-тами (по ходу материалов). Все позиции, обозначенные на рисунке, должны быть объ-яснены в тексте. Позиции на рисунке должны располагаться по часовой стрелке. Под каждым рисунком указывается его номер и название, например: Рис. 3. Схема устрой-ства. Текст названия рисунка группируется с рисунком. Каждый рисунок должен иметь один интервал сверху и снизу.

4. Формулы и математические знаки должны быть понятны. Показатели, степени и индексы должны быть меньше основных знаков и выполняться в соответствии с ре-дактором формул Microsoft Equation. Формулы номеруются (справа в круглых скобках, не отступая от правого поля), только в том случае, если на них в тексте имеются ссыл-ки. Между крайними знаками формулы и текстом должен выполняться один интервал. Формулы выполняются курсивом.

Стиль формул для Microsoft Equation: Full - 12 pt, Subscript/Superscript - 10 pt, Sub-Subscript/Superscript - 8 pt, Symbol - 12 pt, Sub-Symbol - 10 pt.

5. Все таблицы должны иметь название и порядковый номер и располагаться по-сле упоминания по тексту, например: Таблица 2. Классификация муфт. Каждая таблица должна иметь один интервал сверху и снизу.

6. Список литературы должен быть приведен в конце статьи в соответствии с ДСТУ ГОСТ 7.1.62006 и ДСТУ 3582-97. Перечень ссылок должен быть составлен в по-рядке упоминания в тексте. Ссылки на литературу заключается в квадратные скобки. Количество библиографических источников должно быть не менее 5, в том числе 3 ис-точника должно быть за последние 5 лет.


219

7. Файл со статьей необходимо назвать по фамилиям и инициалам авторов в со-ответствии с работой (например: Иванов И.И., Петренко П.П.)

8. Материалы рукописи представляются без изгибов. 9. Материалы, не отвечающие перечисленным требованиям и тематике данного

сборника, а также поступившие в редакционную коллегию с опозданием, опубликова-ны не будут.

СТАТЬИ ДОЛЖНЫ ИМЕТЬ СЛЕДУЮЩУЮ СТРУКТУРУ: 1. УДК (Например, УДК 621.01) (располагать вверху слева, шрифт жирный, 12

pt). 2. Инициалы и фамилии авторов (cправа, шрифт жирный, 12 pt), ученая сте-

пень и звание, затем на следующей строке - полное название организаций и стран (справа, 12 pt), на следующей строке – Тел./факс и электронный адрес (справа, курсив, 12 pt).

3. Название статьи (центрировать, шрифт жирный, 12 pt, максимум три стро-ки).

4. Пустые строки, межстрочный интервал и размеры шрифта статьи. Пус-тые строки выполняются между названием статьи - вверху и внизу, перед соответст-вующими разделами работы (один пробел) и списком литературы, а также между до-полнительной аннотацией вверху и внизу. Межстрочный интервал – 1,0. Размер шриф-та статьи - 12 pt, размер шрифта аннотаций и авторского знака - 10 pt.

5. Аннотации (Abstract) (слово аннотация не пишется). (курсив, 10 pt). Первая аннотация пишется на языке статьи, а вторая на английском, если статья на англий-ском языке, первая аннотация пишется на английском языке, а вторая – на русском языке.

В аннотации приводятся краткие сведения о всей статье в целом на языке статьи. Объем аннотаций приблизительно до 10 строк, аннотация выполняется кур-сивом.

6. Ключевые слова (Key words) (приводится 5-6 ключевых слов статьи), выпол-няются курсивом на следующей строке от аннотации. (курсив, 10 pt)

7. Введение (Introduction). (12 pt) Во введении приводится аналитический (исторический) обзор современного со-

стояния вопроса исследования, выполняется постановка проблемы исследования или показывается актуальность данного исследования (работы). Здесь нужно обязательно указать результаты последних исследований других авторов. А также сформулировать цель и задачи исследований.

8. Основное содержание и результаты работы (The main contents and out-comes of activity). (Авторы могут дополнять работу другими разделами) (12 pt).

В данном разделе излагаются и подробно разъясняются полученные авторами теоретические положения и практические результаты. Приводятся принятые гипотезы и используемые допущения, разъясняются малоизвестные термины, аббревиатуры и условные обозначения. Для теоретических положений приводятся их доказательства и необходимые математические преобразования. Для экспериментальных исследований кратко описываются методики их проведения, способы обработки данных и результаты проверок адекватности и достоверности результатов.

9. Авторский знак. Внизу первой страницы статьи необходимо указать автор-ский знак - ©. Например: © Иванов И.И., Петренко П.П.; 2015 г.. (10 pt).

10. Заключение (Conclusion) (12 pt)


220

В заключении излагаются выводы по полученным авторами результатам, опи-сываются примеры их практического применения, предлагаются рекомендации относи-тельно их использования, приводятся выводы, а также указываются перспективы даль-нейших исследований по данной проблематике.

11. Список литературы (References). (12 pt) Список литературных источников должен быть составлен в порядке ссылок на

них. Ссылки на литературу в тексте статьи заключаются в квадратные скобки. Количе-ство библиографических источников должно быть не менее 5, в том числе 3 источника должно быть за последние 5 лет.

АДРЕС РЕДАКЦИОННОЙ КОЛЛЕГИИ:

ДНР, 83001, г. Донецк, ул. Артема, 58, ДонНТУ, кафедра «Технология машино-строения», Редакционная коллегия сборника. Тел./факс: +38 062 305-01-04.

E-mail: [email protected] или [email protected] http://donntu.org

Образец оформления материалов УДК 621.01(06) (12 pt)

И.И. Иванов, д-р техн. наук, проф., П.П. Петренко, асист. (12 pt) Донецкий национальный технический университет (12 pt)

Брянский государственный технический университет, Россия (12 pt) Тел./Факс: +38 (062) 3050104; E-mail: [email protected] (курсив, 12 pt)

(пустая строка - 12 pt) ОСНОВЫ СТРУКТУРНОГО СИНТЕЗА СБОРОЧНЫХ СИСТЕМ

(12 PT, ЖИРНЫМ, ЦЕНТРИРОВАТЬ, ЗАГЛАВИЕ МАКСИМУМ ТРИ СТРОКИ) (пустая строка - 12 pt)

В статье приведены данные по структурному синтезу сборочных ………………………………… ………… уравнений описывающих процесс сборки изделий. (курсив, 10 pt, до 10 строк).

Ключевые слова: структура технологии, синтез, процесс, технология, сборка. (курсив, 10 pt, 5 …6 слов)

(пустая строка - 10 pt) I.I. Ivanov, P.P. Petrenko (10 pt)

(10 pt) BASES OF THE STRUCTURED SYNTHESES OF THE ASSEMBLY SYSTEMS (10 pt)

The efficient design of assembly machinery is vitally important ………………………………………………… …………………………………………as noun description of functions of presented in the paper. Key words: structured syntheses, process of the assembly, technological system. (курсив,10 pt)

(пустая строка - 12 pt) 1. Введение (12 pt) Сборочные системы являются сложными иерархическими системами. Одним из

условий [1] повышения производительности … сборочных технологических систем (рис. 5). Технологические системы …………………………………………………………..

(пустая строка - 12 pt) 2. Основное содержание и результаты работы (12 pt) Для сборки изделий широко применяются технологические системы ……………

информационные и другие потоки могут быть описаны следующим образом: © Иванов И.И., Петренко П.П.; 2015 г. (приводится внизу первой страницы статьи, 10 pt))



http://donntu.org



221

2 2тk a b , (1)

где mk - элемент множества; …………………………………………………….…………………………………………… ……………….. позволили разработать общие алгоритмы функционирования системы.

(пустая строка - 12 pt) 3. Общий алгоритм и рекомендации (12 pt) Выполненные исследования позволили разработать общий алгоритм …………… ………………………………………………. основывается на итерационном подходе.

(пустая строка - 12 pt) 4. Цифровые модели (12 pt) В работе разработаны цифровые структурно-логические модели структуры сбо- рочных систем, выполненные с применением основных положений алгебры структур ...

(пустая строка - 12 pt) 5. Заключение (12 pt) Таким образом, выполненные исследования позволили реализовать следующее: 1. Разработать методику синтеза структурных вариантов …………………………. ……………………………….. отличительной особенностью данной методики. 2. Установить закономерности ………………………………………………………. ………………………………… позволили произвести процесс итерации. 3. Разработать рекомендации ………………………………………………………… …………………………………. внедрить на производстве.

(пустая строка - 12 pt) Список литературы: (12 pt, 5 … 6 библиографических источников) 1. Ким И.П. Исследование эффективности роторных машин. – К: КПИ, 1985. –

123 с. ISBN 966-7907-22-8. 2. Устюгов А.В. Надежность технологических машин. – Донецк: ДонНТУ, 1998.

– 425 с. ISBN 966-7907-23-6. 3. Савельев А.А. Сборка машин. – М.: Наука, 2009. - 342 с. ISBN 966-7907-26-9. 4. Михайлов А.Н. Основы синтеза функционально-ориентированных техноло-

гий. – Донецк: ДонНТУ, 2009. – 346 с. ISBN 966-7907-24-4. 5. Базров Б.М. Модульные технологии. – М.: Машиностроение, 2000. – 368 с.

ISBN 5-217-03061-5. (пустая строка - 12 pt)

Поступила в редколлегию _____________________ (дата поступления статьи, 10 pt)

НАУЧНОЕ ИЗДАНИЕ

ПРОГРЕССИВНЫЕ ТЕХНОЛОГИИ И СИСТЕМЫ МАШИНОСТРОЕНИЯ

Выпуск 51

(русским, украинским, английским языками)

Ответственный за выпуск д-р техн. наук, проф. А.Н. Михайлов

E-mail: [email protected] Ответственный секретарь выпуска П.А. Мищук

Техническое редактирование, корректура: Г.А. Федоренко, Т.М. Шламенок

Основатель и издатель – Донецкий национальний техничний университет Адрес издателя: ДНР, 83001, г. Донецк, ул. Артема, 58, ГВУЗ «ДонНТУ» Свідоцтво про державну реєстрацію друкованого засобу масової інформації Серія КВ № 7381 от 03.06.2003 р.

Напечатано 10.07.2015 г. Пописано к печати 01.07.2015. Формат 60х84 1/16 Бумага MAESTRO Ризографическая печать Усл. печ. л. 15,09 Уч.-из. л. 14,03 Тираж 100 экз. Заказ № 2

Издательство ЧП “Технополис” Свидетельство о внесении в государственный реестр субъекта

издательского дела ДК № 1221 от 05.02.2003. 83001, г. Донецк, пр. Дзержинского 1

Тел. +38 062 305-01-04 E-mail: [email protected]



Documents

Прогрессивные технологии и системы машиностроения