ВИСОКОЕФЕКТИВНІ ТЕХНОЛОГІЧНІ ПРОЦЕСИpbf.kpi.ua/old/txt/pbf/Vistnik/35/Part_6.pdfВисокоефективні технологічні процеси

Високоефективні технологічні процеси в приладобудуванні

ВИСОКОЕФЕКТИВНІ ТЕХНОЛОГІЧНІ ПРОЦЕСИ В ПРИЛАДОБУДУВАННІ

УДК 621.

НАПРУЖЕНО–ДЕФОРМОВАНИЙ СТАН ТВЕРДОСПЛАВНОЇ РІЗАЛЬНОЇ ПЛАСТИНИ З ПОКРИТТЯМ ДИСКРЕТНОГО ТИПУ

Сорока О.Б., Институт проблем міцності ім. Г.С.Писаренка НАНУ, м. Київ, Україна

В роботі розглянуто напружено-деформований стан твердосплавного різального ін-

струмента з вакуумплазмовими покриттями суцільного та дискретного типу. Показано, що застосування покриття дискретного типу дозволяє розвантажити робочу частину ін-струменту порівняно з інструментом без покриття та з суцільним покриттям

Вступ Захисні покриття на основі нітридів та карбідів тугоплавких металів (TiN,

TiC, TiAlN, TiCN), отримані способом фізичного осадження з газової фази (PVD), широко використовуються для модифікації поверхні різальних інстру-ментів. PVD покриття добре відповідають вимогам, які висуваються до різаль-ного інструмента, що працює у важких умовах переривчастого різання, при чи-стовій та чорновій обробці. Вони захищають інструмент від високого рівня ме-ханічних напружень і температур, не змінюють геометричні параметри та кон-фігурацію кромки і не знижують в’язкість основи.

На сучасному ринку різального інструмента наявна широка номенклатура твердосплавних різальних пластин з покриттями. Саме поєднання властивостей твердосплавної основи і покриттів дозволяє підвищити зносостійкість інстру-мента і продуктивність різання [1, 2]. Твердосплавні різальні пластини з по-криттями, які наносяться методами фізичного осадження, успішно застосову-ються при чистовій та напівчистовій обробці сплавів аерокосмічної техніки, не-ржавіючих сталей та жароміцних сплавів, чавунів та кольорових металів, а та-кож сталей з твердістю більш, ніж 60 HRC [3 - 8]. При цьому, майже на 30% зменшуються сили різання [4], до двох разів збільшується швидкість різання, в тому числі, без застосування мастильно-холодильних рідин [5, 6].

В зв’язку з тим, що основною причиною виходу з ладу різального інструме-нта є руйнування його поверхні, вимогою для забезпечення експлуатаційних властивостей інструмента з покриттям є високі когезійна, адгезійна і контактна міцність покриттів. Тому, подальше удосконалення робочих поверхонь полягає у покращенні архітектури покриттів.

Забезпечити хороше зчеплення з основою можна, якщо між основою і твер-дим покриттям використовувати проміжний шар у вигляді дуже тонких шарів металу (Ti, Cr, Al) [9]. Багатошаровість дозволяє також регулювати рівень за-лишкових напружень в покритті і отримувати, таким чином, покриття більшої товщини без збитку для адгезійної міцності [10]. Крім того, багатошарові по-

Вісник НТУУ “КПІ”. Серія ПРИЛАДОБУДУВАННЯ. – 2008. – Вип. 35 91

Високоефективні технологічні процеси в приладобудуванні криття створюють бар'єр для розвитку тріщин, що, у свою чергу, забезпечує ко-гезійну міцність. Метою створення багатошарових покриттів є також забезпе-чення його багатофункціональності, коли кожна з функцій притаманна матеріа-лу одного із шарів. Проміжні шари мають різне функціональне призначення: від збільшення загальної товщини покриття до створення термостабільних трі-бопасивних зносостійких систем. У верхньому шарі забезпечується висока тве-рдість, корозійна стійкість, блокування теплових потоків, зменшення дифузії [11]. Такі покриття успішно застосовуються при виготовленні сучасного різа-льного інструмента [2, 12-14].

Плавний перехід від надійного зчеплення з основою до спеціальних власти-востей на поверхні забезпечують градієнтні покриття. Авторами [15, 16] пока-зано, що відповідний градієнт модуля пружності призводить до зниження екві-валентних напружень на поверхні розділу покриття і основи умовах контактно-го навантаження з тертям. У роботі [16] показано, що покриття з додатним гра-дієнтом, в яких модулі пружності зменшуються поступово від поверхні шару до основи, значно знижують напруження поблизу поверхні розділу “шар-основа”.

В роботі пропонується ще один простий оригінальний метод формування PVD-покриттів з підвищеною адгезійною, когезійною і контактною міцністю шляхом створення переривчастої топографії(покриття дискретного типу) [17, 18].

Окрім поєднання в системі «основа-покриття дискретного типу» таких вла-стивостей як твердість і пластичність, що, на перший погляд, взаємно виклю-чають одне одного, композиції «основа - покриття дискретного типу» дозволя-ють:

• виключити когезійне розтріскування покриття при навантаженні деталі згинальним моментом або розтягуючими зусиллям, які передаються покриттю через поверхню адгезійного контакту;

• виключити адгезійне відшаровування покриття нормальним відривом по краях ділянок при контактному навантаженні;

• знизити вирогідність відшаровування в наслідок зрушення в зоні адгезій-ного контакту від дії дотичного напруження, особливо в умовах контактного навантаження з тертям;

• обмежити розвиток тріщини по поверхні адгезійного контакту ділянкою одного дискрета, тобто запобігти переходу тріщини на наступну ділянку;

• знизити надто високі залишкові напруження стиску в покритті і, водно-час, зберегти їх значення на достатньому рівні.

Для формування топографії дискретного покриття з одиничних ділянок оче-видним технічним рішенням є розміщення сітчастого екрану між поверхнею деталі і випарником [19]. З метою здійснення процесу осадження дискретного зносостійкого покриття на різальний інструмент у вакуумі сітчастий екран по-винен задовольняти наступним вимогам: витримувати багатократний нагрів до температури ~5000С і вище; мати формостійкість впродовж процесу напилення; забезпечувати задану топографію покриття. Застосування сіток з різними пара-

92 Вісник НТУУ “КПІ”. Серія ПРИЛАДОБУДУВАННЯ. – 2008. – Вип. 35

Високоефективні технологічні процеси в приладобудуванні метрами дозволяє отримувати покриття заданої щільності з певними розмірами одиничної ділянки.

У свою чергу, правильно вибрати параметри поверхневого шару, як: розмі-ри і форма дискретних ділянок, а також щільність покриття необхідно з аналізу напружено-деформованого стану поверхневих шарів залежно від умов наван-таження. Саме такий підхід, на нашу думку, дасть можливість повною мірою використовувати всі переваги покриттів дискретного типу.

Метою роботи є показати переваги покриттів дискретного типу з огляду на напружено-деформований стан твердосплавного інструмента.

Постановка задачі Для визначення напружено-деформованого стану (НДС) інструмента з по-

криттями, як приклад, розглянуто твердосплавну пластину з Т15К6 (рис.1) з ва-куум-плазмовим покриттям (TiAl)N суцільного та дискретного типів товщиною 8 мкм.

б) а)

Рис. 1. Твердотільна модель твердосплавної пластини (а), схема зусиль, які

діють на вершину різця (б). Застосування сучасних чисельних методів, наприклад, таких як метод скін-

чених елементів, дозволяє розраховувати НДС деталей і різального інструмента з покриттями з урахуванням експлуатаційних навантажень. Побудова і розра-хунок моделей проводили в скінченно-елементному комплексі MSC VisualNastran for Windows. Для розрахунку виділена робоча зона пластини, яку розбито на гексагональні скінченні елементи з заданими граничними умовами (Рис. 1б).

Для моделювання реальних умов, використовували вихідні данні, які отри-мали в результаті експериментальних випробувань. Довжину контакту вимірю-вали на інструментальному мікроскопі БМИ, а складові сил різання - динамо-метром УДМ-600 в умовах експериментальних досліджень при обробці сталі 40Х твердосплавними пластинами Т15К6 з режимами різання: V = 1,7 м/с, s = =0,2 мм/об, t = 0,3 мм..



Результати та їх обговорення В результаті експериментальних досліджень встановлено, що модифікація

поверхні, особливо покриттями дискретного типу, призводить до зміни складо-вих сил різання, що обумовлено зміною коефіцієнтів тертя, процесів стружкоу-творення та зменшенням адгезійної взаємодії матеріалів стружки та різального інструмента. Так, застосування покриттів дискретного типу дозволяє знизити величини складових сил різання на 17 – 20% порівняно з поверхнями без по-криттів та на 8 – 12 % порівняно з поверхнями з покриттями суцільного типу.

На основі розрахункових даних побудовано залежності для еквівалентних напружень по Мізесу σекв та дотичних напружень τадг на поверхні адгезійного

контакту в відносних координатах ( ya

; 0

екв

zqσ

) та ( za

; 0

aдг

zqτ

), де y, z - поточні коор-

динати вздовж осей Y, Z; а - довжина контакту стружки з інструментом; q0z- найбільший тиск, який діє на смужці стикання поверхні без покриття.

Показано, що застосування покриттів на різальному інструменті, особливо покриттів дискретного типу, призводить до суттєвого розвантаження робочої поверхні різального інструмента (рис. 2, 3).

в) а) б) Рис. 2. Розподіл еквівалентних напружень (за Мізесом) при навантаженні

інструмента з твердого сплаву Т15К6: а) – без покриття, б) – з покриттям (Ti,Al)N суцільного типу; в) – з покриттям (Ti,Al)N дискретного типу

Аналіз розподілу дотичних напружень, які спричиняють адгезійне відшару-вання покриття показує, що наявність покриття дискретного типу призводить не тільки до зменшення значень дотичних напружень в основі різального ін-струмента (рис. 4), але і до зміни місця дії максимальних за значеннями напру-жень (рис. 5). Зменшення величин та віддалення місця дії максимальних дотич-них напружень від поверхні адгезійного контакту для покриттів дискретного типу дозволяє підвищити їх стійкість проти адгезійного відшарування.



00,5

11,5

22,5

3

0 0,5 1 1,5 2 2,5 ay

z

екв

q0

σ1

23

Рис. 3. Розподіл еквівалентних напружень вздовж вісі Y на поверхні різаль-ного інструмента з Т15К6: 1 – при відсутності покриття; 2 – з суцільним по-криттям (Ti,Al)N; 3 – з покриттям (Ti,Al)N дискретного типу.

00,10,20,30,40,50,60,7

0 0,05 0,1 0,15 0,2 az

z

zy

q0

τ 1

23

Рис. 4. Розподіл дотичних напружень τzy вздовж вісі Z в різальному інстру-

менті з Т15К6 з урахуванням коефіцієнту: 1 – при відсутності покриття; 2 – для суцільного покриття (Ti,Al)N ; 3 – для покриття (Ti,Al) N дискретного типу.

в) б) а)

Рис. 5. Розподіл дотичних напружень τzy в інструменті Т15К6: а – при відсу-тності покриття; б– для суцільного покриття (Ti,Al)N; в – для покриття (Ti,Al)N

дискретного типу. Моделювання за допомогою сучасних чисельних методів, зокрема методу

скінчених елементів, дозволяє одержати і проаналізувати напружено-деформований стан різального інструмента. Результати чисельних розрахунків дають можливість обґрунтувати переваги і пояснити експериментально одер-


Високоефективні технологічні процеси в приладобудуванні жані дані щодо підвищення стійкості при застосуванні різального інструмента з покриттями дискретного типу.

Висновок Проведені розрахунки дозволяють зробити висновок про те, що застосуван-

ня покриття на твердосплавних пластинах призводить до перерозподілу напру-жень і дає можливість розвантажити матеріал основи.

Перспективою подальших досліджень є визначення та обґрунтування опти-мальних геометричних параметрів покриття дискретного типу з урахуванням умов навантаження, що дозволить запобігти руйнуванню поверхні різального інструмента.

Література

1. Neues Konzept zum Drehen mit beschichtefen Hartmetall-Wendeschreidplatten / Jonsson Helge// Werkstatt und Betr.-1991.-124№1.- S.51-55.

2. Tournage des aciers faire de la production a la finition / Cyssau Jean D.//TraMetal.-2001.- №55.P.- 7-12.

3. Seco Carboloy. Aerospace tooling solution.//Tool and Prod. .-2001.-67 №2.- P.63 4. Indexible inserts//Cutt. Tool Eng.-2001.-53№8.- P.24. 5. Glades for fsster turning//Manuf Eng(USA) .-2005.-134№6.- P.133. 6. Die Beschichtung machts// Werkzeuge-2000- №1.- S.22-23. 7. Research at the heart of leading –edge tooling/ Olston Larry//Mod.Appl. News.-2001.-35№3.- P.8. 8. Hartmetallsorte fur Prazisionwerkzeuge/ Form+Werkzeuge .-2001.-№4.- S.77. 9. Lierath F., Vereschaka A. The Main Trends of VACUUM-ARC Technology Synthesis of

Multilayer Coatings for Cutting Tool Perfection // IX Internationals Productionstechnisches kolloquium PTK-98. – Berlin. – 1998. – P.211-225.

10. Einflus der Eigenspunnungen in Schichtverbundwerksoffen bei Trockenreibunng\ Keller Dirk A., Hirsch Thomas, Hora Pavel, Tomala Volker\ Blech Rohre Proflle.-1993.-40., N 11.-p.835-842

11. Верещака А.С., Верещака А.А., Дюбнер Л.Г. Высокоэффективные многослойно-композиционные покрытия наноразмерными слоями для режущего инструмента // Резание и инструмент в технологических системах. – Межд. науч.-техн. сборник. - Харков: НТУ “ХПИ”, 2005, Вып. 69. - С. 21 – 36.

12. Наt den Dreh raus. /Maschine.-2005.-59, №3, S.26-27. 13. Hochleistung mit Wendeplatten-Bohren.Werkstatt und Betr.-2001-134, №6, S.54-55. 14. Beschichtung fur ein Schneidwerkzeug sowie Herstellungverfahren. Заяв-

ка102004010285Германия,МПК С23С28/00, С23С14/58 Walter A.G., Schier Veit (Ruger und Kollen, 73728Esslingen) , №102004010285.6 Заявл.03ю03ю2004, Опубл.29.09.2005.

15. Finite element analysis of the initial yielding behavior of а hard coating/substrate systems with functionally graded interface under indentation and friction. Stephens L.S., Liu Yan, Meletis E.I. (Mechanical Engineering Department. Louisiana State University. Baton Rouge. LA 70803). Trans. ASME. J. Tribol. 2000, 122 № 2.-P.381-387.

16. Elastic-plastic deformation analysis of multi-layer surface coating under sliding contact. Xinxiang Pan., Liu Yan, Jinjun Xu. Thin Solid Films. 1999, 354 № 1-2.-P.154-161.

17. Антонюк В.С., Сорока О.Б., Ляшенко Б.А., Рутковский А.В. Дискретні покриття на різаль-ному інструменті // Пробл. прочности. – 2007. - №1. – С. 138-143.

18. Антонюк В.С., Ляшенко Б.А., Сорока Е.Б. Выбор параметров покрытий дискретной струк-туры при упрочнении поверхности режущего инструмента // Упрочняющие технологии и покрытия - 2005. – № 3. - С. 49 - 50.


Високоефективні технологічні процеси в приладобудуванні 19. Соловых Е.К., Ляшенко Б.А., Рутковский А.В., Сорока Е.Б., Антонюк В.С. Технологичес-

кое обеспечение вакуум-плазменных покрытий дискретной структуры // Технологические системы. Киев. 2007. - № 2. - С. 22–27.

Сорока Е.Б. Напряженно-деформирован-ное состояние твердосплавной режущей пластины с покрытием дискретного типа В работе рассмотрено напряженно-деформированное состояние твердосплавно-го режущего инструмента с вакуум-плазменными покрытиями сплошного и дис-кретного типа. Показано, что применение покрытия дискретного типа позволяет разг-рузить рабочую часть инструмента по срав-нению с инструментом без покрытия и со сплошным покрытием.

Soroka Helen. Stress-strain state of hard alloyed cutting tool with discontinuous coatings Stress-Strain State of Hard Alloyed Cutting Tool with PVD continuous and discontinuous coatings is observed. It is shown that use of discontinuous coating allows to unload tool operating part comparatively with tool without coating or with continuous coating.

Надійшло до редакції 15 лютого 2008 року

УДК 620.178

ДІАГНОСТИКА ТРІЩИН В СТЕРЖНЯХ НА ОСНОВІ НЕЛІНІЙНИХ РЕЗОНАНСІВ ПРИ ВАРІЮВАННІ АСИМЕТРІЇ ЗМУШУВАЛЬНОЇ СИЛИ

Бовсуновський О.А., Інститут проблем міцності НАН України ім. Г.С.Писаренка,

м. Київ, Україна Асиметрія змушувальної сили змінює стан тріщини, повністю або частково відкриваю-

чи або закриваючи її. В результаті нелінійність коливань стержня з тріщиною втоми при суб- і супергармонічних резонансах змінюється в широких межах. На основі цього явища розроблено метод діагностики тріщин у стержнях з різними крайовими умовами

Вступ Аналіз літератури дозволяє зробити висновок, що тріщини втоми є най-

більш розповсюдженим типом пошкодження динамічно навантажуваних конс-трукцій. Своєчасне виявлення втомного пошкодження особливо актуальне для авіації, атомних енергетичних установок, хімічного виробництва тощо. Тому створення ефективних методів діагностики пошкоджень є важливою науково-технічною проблемою.

Раніше у багатьох теоретичних і експериментальних роботах було показано [1], що тріщина спричиняє зменшення власних частот конструкцій і спотворен-ня форм їх коливань. Однак вібраційні методи діагностики пошкодження, що базовані на врахуванні змін власних частот і форм коливань, виявились мало-чутливими. Як показали останні дослідження [2] найбільш чутливими до наяв-ності тріщин виявилися так звані нелінійні ефекти, а саме суб- і супергармоніч-


Високоефективні технологічні процеси в приладобудуванні ні резонанси, а також суттєва нелінійність коливань при цих нелінійних резона-нсах.

Ідея моделювання коливань конструкційних елементів, що при експлуатації зазнають одночасного впливу знакоперемінного і статичного навантаження (мости, крила літаків, лопатки газотурбінних двигунів, тощо), була вперше зре-алізована в дослідженнях [3-5]. Внаслідок цих досліджень було показано, що величина і знак статичного навантаження (розтягування або стискання) впли-вають на власні частоти стержнів з різними крайовими умовами в такій же мірі, як параметри тріщини (розмір і розташування).

Аналітичні дослідження коливань стержня Бернуллі-Ейлера з тріщиною по-казали [6], що чим більшою є асиметрія змушувальної сили, тим меншою є не-лінійність його резонансних коливань. У випадках, коли тріщина під дією ста-тичної складової змушувальної сили залишається відкритою або закритою при коливаннях стержня, нелінійність цих коливань повністю зникає.

Отже, можна очікувати, що поєднання двох ідей, а саме штучна зміна стану тріщини (тобто повне або часткове закриття чи відкриття тріщини) внаслідок додавання статичної складової різної величини до гармонічної змушувальної сили і оцінка при цьому відповідних змін нелінійності коливань при суб- і су-пергармонічному резонансах, може бути основою для створення ефективного вібраційного метода діагностики пошкодження.

Мета дослідження Метою дослідження було створення скінчено-елементної моделі стержня з

тріщиною, що закривається, і встановлення з її допомогою закономірностей впливу асиметрії змушувальної сили на рівень нелінійності коливань стержня при субгармонічному порядка 1/2 і супергармонічному поряка 2/1 резонансах з метою розробки чутливого вібраційного метода діагностики втомного пошко-дження елементів конструкцій.

Модель стержня з тріщиною Чисельні дослідження було

виконано за допомогою скінчено-елементної моделі стержня з тріщиною (рис. 1; де h і b – висота і ширина поперечного перерізу, а – розмір тріщини). Модель складалася з 21 елемента. Тріщина моде-лювалася коротким елементом (його довжина складала 10% від довжини звичайного) зі зменшеною жорсткістю. Результатом використання короткого елемента було збільшення точності завдання розташування тріщини.

b

ah

Pst+Psinωpt

Рис. 1. Скінчено-елементна модель стержня з тріщиною



За припущенням система мала несиметричну кусковолінійну характеристи-ку відновлювальної сили Pr (рис. 2). Тому коливання стержня з тріщиною, що закривається, описувались системою двох лінійних диференційних рівнянь:

[ ]{ } [ ]{ } [ ]{ } { } { }

[ ]{ } [ ]{ } [ ]{ } { } { }

sin( );

sin( );

st P

d d st P

M x D x K x P P t

M x D x K x P P t

•• •

•• •

⎧ + + = + ω⎪⎪⎨⎪ + + = + ω⎪⎩

(1)

де [M] – матриця мас; [D] і [Dd] – матриці демпфірування; [K] і [Kd] – матриці жорсткості; {x} – вектор узагальнених вузлових переміщень; {P} – вектор екві-валентних вузлових сил; {Pst} – матриця-стовпчик статичних складових еквіва-лентних вузлових сил; ωP – частота змушувальної сили.

Параметри стержня із закритою тріщиною наведено без індексів, а з відкритою тріщиною – з індексом d.

Pst=0

xAA O

Pr

Pst<0

xAA O

Pr

Pst>0

xAA O

Pr

Рис. 2. Характеристики відновлювальної сили стержня з тріщиною

при різних знаках статичної сили

Для зменшення часу на обчислення при чисельному вирішенні рівнянь (1) було застосовано суперпозицію форм коливань. Система рівнянь (1) була при-ведена до нормальних координат [2]:

[ ]{ } [ ]{ } { } { } { }[ ]{ } [ ]{ } { } { } { }

2

2

sin( );

sin( ),

st P

d d d std d P

I q q q R R t

I q q q R R t

⎧ ⎡ ⎤+ Λ + ω = + ω⎪ ⎣ ⎦⎨

⎡ ⎤+ Λ + ω = + ω⎪ ⎣ ⎦⎩ (2)

де [I] – одинична матриця мас; [ω2] – діагональна матриця власних кутових час-тот системи; [Λ] – матриця демпфірування; {R} – вектор зовнішніх зусиль; {Rst} – вектор статичних зовнішніх зусиль; {q} – нормальні координати.

Для визначення локальної піддатливості елемента, що моделює тріщину, був використаний енергетичний метод, за яким додаткова енергія деформації стержня, зумовлена тріщиною, визначалася за підходами механіки руйнувань через коефіцієнт інтенсивності напружень.

Статична складова змушувальної сили частково або повністю закриває або


Високоефективні технологічні процеси в приладобудуванні відкриває тріщину. Вид пружної відновлювальної сили у випадках статичної складової різного знаку наведено на рис. 2 (A і AO – це амплітуди напівциклів коливань стержня, коли тріщина закрита і відкрита, відповідно). Умовно при-йнято, що статична сила, яка намагається закрити тріщину, є позитивною, в ін-шому випадку – негативною. Як видно, знак статичної складової суттєво змі-нює характеристику відновлювальної сили стержня. Як наслідок можна очіку-вати значну різницю нелінійності коливань стержня при нелінійних резонансах у цих трьох випадках. Очевидно, що така різниця існує тільки при наявності тріщини. Отже, якщо асиметрія змушувальної сили будь-якого знаку зумовлює зміну нелінійності коливань при суб- і супергармонічному резонансах, то є ознакою наявності тріщини.

Внаслідок експериментальної апробації моделі була показана її здатність передбачати вплив параметрів тріщини на власні частоти і форми коливань, на характеристики демпфірування, а також на прояв нелінійних ефектів [7].

Аналіз результатів обчислень Булі досліджені нелінійні резонанси стержнів з різними крайовими умова-

ми, а саме консольний і на двох опорах (рис. 3; де L – довжина стержня; Lc – місцеположення іщини). Розміри кон-сольного стержня були наступними: L=0,23 м; h=0,02 м; b=0,004 м. Розміри стержня на двох опорах були наступни-ми: L=6 м; h=0,5 м; b=0,5 м. У всіх випа-дках відносний розмір тріщини був a/h=0,2. Модуль пружності, густина і де-кремент коливань матеріалу стержнів був E=206 ГПa, ρ=7850 кГ/м

тр

3 і δ=0,01, відповідно.

Змушувальна сила прикладалася до кінця консольного стержня і до середини стержня на двох опорах. При цьому роз-раховувався коливальний процес при-

скорення кінця консольного стержня і середини стержня на двох опорах, тобто у місцях найбільшої амплітуди першої форми коливань цих стержнів. Неліній-ність коливань при обох нелінійних резонансах визначалась відношенням амп-літуди домінуючої (добто найбільшої) гармоніки у спектрі коливань до амплі-туди першої гармоніки (A1). При супергармонічному резонансі порядка 2/1 до-мінуючою є друга гармоніка (A2), а при субгармонічному резонансі порядка 2/1 – субгармоніка A1/2.

LC/L=0.5

PST+Psinωpt

PST+Psinωpt

LC/L=0.1

Рис. 3. Граничні умови і спосіб на-вантаження стержнів

Як видно з рис. 4, нелінійність коливань консольного стержня при обох не-лінійних резонансах суттєво залежить від відносної величини статичної складо-вої змушувальної сили, яка визначалась як відношення статичного зусилля до амплітуди гармонічнох змушувальнох сили. Нелінійність спочатку поступово


Високоефективні технологічні процеси в приладобудуванні знижується зі зростанням статичного зусилля незалежно від його знаку, а потім різко падає до нуля при досягненні статичною складовою певного значення. При цьому, якщо супергармонічний резонанс зникає повністю при відношенні Рst/Р=2, то субгармонічний резонанс – значно раніше, при Рst/Р=1.

Чим далі тріщина від защемлення, тим менші зміни його жорсткості вона спричиняє. Саме тому рівень нелінійності коливань стержня з тріщиною посе-редині (Lc/L=0,5) при супергармонічному резонансі виявився вдвічі нижче, ніж у випадку знаходження тріщини поблизу защемлення (Lc/L=0,1). Крім того, у випадку Lc/L=0,5 супергармонічний резонанс зникає при меншій асиметрії змушувальної сили, ніж у випадку Lc/L=0,1.

-2 -1 0 1 2

0

2

4

6

8

A2 /

A1

-1,0 -0,5 0,0 0,5 1,0

0

1

2

3

4

(б)(a) Pst /P

A1/

2 /A1

Рис. 4. Залежності нелінійності коливань при супергармонічному поряд-ка 2/1 (а) і субгармонічного порядка 1/2 (б) резонансів консольного стержня від величини статичної складової змушувальної сили:

⎯⎯⎯ Lc/L=0,1; - - - - -, Lc/L=0,5

Субгармонічні резонансні коливання стержня з тріщиною посередині взага-лі не виникли. Причиною цього явища, як було показано у [7], є недостатня для збудження цього резонансу нелінійність системи.

Якісно залежність нелінійності коливань стержня при суб- і супергармоніч-ному резонансах від статичної складової змушувальної сили зберігається такою ж і при інших крайових умовах. Однак якісно ці залежності розрізняються.

Так для стержня на двох опорах, збуджуваного прикладеною посередині си-лою, найбільша нелінійність супергармонічних коливань має місце, коли трі-щина знаходиться посередині (рис. 5). Рівень цієї нелінійності практично такий самий, як і у випадку консольного стержня з тріщиною біля защемлення, оскі-


Високоефективні технологічні процеси в приладобудуванні льки в цих двох випадках тріщина в процесі її періодичного відкриття-закриття зумовлює найбільшу зміну їх жорсткості при коливаннях. Саме тому тріщина, розташована ближче до опори, спричиняє нижчу нелінійність коливань при субгармонічному резонансі. Наприклад, при Lc/L=0,25 максимальний рівень нелінійності супергармонічних коливань стержня на двох опорах майже у два рази нижчий, ніж у випадку Lc/L=0,5.

При субгармонічному резонасі у даному конкретному випадку рівень нелі-нійності коливань майже на порядок нижчий, ніж при супергармонічному резо-нансі. Більше того, нелінійність коливань при субгармонічному резонасі стерж-ня з тріщиною у перетині Lc/L=0,25 виявилася більшою, ніж у випадку Lc/L=0,5.

Це співвідношення якісно протилежні отриманому для супергармонічного ре-зонанса. Проте вплив стану тріщини на нелінійність коливань при субгармоніч-ному і супергармонічному резонансах якісно ідентичні.

-3 -2 -1 0 1 2 3

0

2

4

6

8

A2 /

A1

-0,5 0,0 0,5

0,00

0,25

0,50

0,75

1,00

(б)(a)Pst /P

A1/

2 /A1

Рис. 5. Залежності нелінійності коливань при супергармонічному порядка 2/1 (а) і субгармонічного порядка 1/2 (б) резонансів стержня на двох опорах від величини статичної складової змушувальної сили:

⎯⎯⎯ Lc/L=0,1; - - - - -, Lc/L=0,5

Отже, наявність тріщини втоми може бути діагностованою без будь-якої попередньої інформації про вібраційні характеристики конструкції у непошко-дженому стані, що є необхідним для інших вібраційних методів діагностики пошкодження. Якщо зміна асиметрії змушувальної сили призводить до зміни нелінійності коливань при нелінійних резонансах, то можна прогнозувати наяв-ність тріщини у об’єкті діагностики. Якщо ж таких змін не відбувається, то пошкодження типу тріщини відсутнє.



Висновки Розроблена скінчено-елементна модель стержня з тріщиною, що закрива-

ється, за допомогою якої встановлено, що штучна зміна стану тріщини через варіювання асиметрії змушувальної сили призводить до зміни нелінійності ко-ливань при суб- і супергармонічних резонансах. Отже, зміна нелінійності коли-вань при будь-якому нелінійному резонансі внаслідок додавання статичної складової до гармонічної змушувальної сили є чутливою ознакою наявності тріщини. Очевидною перевагою запропонованого методу діагностики пошко-дження є відсутність необхідності попередньої інформації про вібраційні хара-ктеристики конструкції у непошкодженому стані

Перспективами подальших досліджень є експериментальна апробація за-пропонованого методу та розробка чутливого вібраційного метода діагностики втомного пошкодження елементів конструкцій.


1. Dimarogonas A.D. Vibration of cracked structures: a state of the art review // Engineering Fracture Mechanics.- 1996.- 55.- P. 831-857.

2. Bovsunovsky A.P., Surace C. Considerations regarding superharmonic vibrations of a cracked beam and the variation in damping caused by the presence of the crack // Journal of Sound and Vibration.- 2005.- 288.- P. 865-886.

3. Krawczuk M., Ostachowicz W. Transverse natural vibrations of a cracked beam loaded with a constant axial force // Trans. ASME. Journal of Vibration and Acoustics.- 1993.- 115.- P. 524-528.

4. Binici B. Vibration of beams with multiple open cracks subjected to axial force // Journal of Sound and Vibration.- 2005.- 287.- P. 277-295.

5. Murphy K.D., Zhang Y. Vibration and stability of a cracked translating beam // Journal of Sound and Vibration.- 2000.- 237.- P. 319-335.

6. Sundermeyer J.N., Weaver R.L. On crack identification and characterization in a beam by non-linear vibration analysis // Journal of Sound and Vibration.- 1995.- 183.- P. 857-871.

7. Bovsunovsky A., Bovsunovsky O. Crack detection in beams by means of the driving force parameters variation at non-linear resonance vibrations // Key Engineering Materials.- 2007.- 347.- P. 413-420.

Бовсуновский О.А. Диагностирование трещины усталости в стержнях на основе анализа их нелинейных резонансов в условиях варьирования асимметрии вы-нуждающей силы Асимметрия вынуждающей силы изменяет состояние трещины, полностью или частич-но открывая или закрывая ее. В результате нелинейность колебаний стержня с трещи-ной усталости при суб- и супергармоничес-ких резонансах изменяется в широких пред-елах. На основе этого явленя разработан метод диагностики трещин усталости в сте-ржнях с разными краевыми условиями.

Bovsunovsky O.A. Diagnostics of fatigue crack in beams based on the analysis theirs non-linear resonances in condition of asymmetry of driving force variation The asymmetry of the driving force changes a crack state that is partially or fully closing or opening it. As a result the vibration response non-linearity of a beam with a fatigue crack at sub- or superharmonic resonances changes in a wide range. Based on this phenomenon it was developed the method for the diagnostics of fatigue cracks in beams with different boundary conditions.

Надійшло до редакції 22 лютого 2008 року



УДК 621.681.7

ДИАГНОСТИКА ПОТЕРИ НАДЕЖНОСТИ ТЕХНОЛОГИЧЕСКОГО ПРОЦЕССА ТОЧЕНИЯ

Румбешта В.А., Слипченко В.П., Национальный технический университет Украины

«Киевский политехнический институт», г. Киев, Украина

В работе рассматривается новая методика, информационные модели механики износа инструмента, алгоритмы построения системы диагностики металлообрабатывающих процессов на станках с ЧПУ, на основе виброакустического мониторинга технического со-стояния процесса резания при точении

Введение Диагностику процесса механообработки можно проводить только на основа-

нии параметрических исследований всех физических процессов, которые сопро-вождают данную обработку резанием. Как показывали предыдущие исследования данный процесс характеризуется большим набором различных параметров, нахо-дящихся между собой в сложных корреляционных взаимосвязях , что затрудняет формирование описывающих данный процесс, математических моделей с одной стороны, контроль и диагностику надежности прохождения - с другой.

Поэтому параметрическое исследование взаимосвязи параметров резания, их влияние на надежность его протекания является базой для моделирования процесса механообработки, его потери надежности и формирования системы функциональной диагностики контроля качества данной технологической опе-рации. Поэтому такая работа является актуальной и важной для повышения ка-чества изделий [1].

Механизм износа инструмента Чтобы создать четкую структурную информационно-параметрическую мо-

дель процесса механообработки, которая явилась бы основой для разработки системы технического его диагностирования, необходимо более глубоко и под-робно исследовать механизм постепенного отказа процесса резания. При этом будем сохранять допустимый элемент формализации физических процессов, введенные условности упрощенную классификацию некоторых явлений и па-раметров, что позволит создать формализованные модели образа отказа.

Силу резания можно разбить на ряд составляющих, согласно причинам их порождающих. В этом случае общая суммарная сила резания P∑ может быть представлена из четырех составляющих:

1 2ст h

P P P P− − − − −

∑P= +∆ +∆ +∆ (1)

где ст

P−

- вектор статической силы резания без любых отклонений как основной

составляющей резания; 1

P−

∆ - колебание силы от динамики только процесса ре-



зания; 2

P−

∆ - колебание силы от возникающей вибрации упругой системы стан-

ка; h

P−

∆ - вектор приращения силы резания из-за изнашивания инструмента.

Как принято в технической литературе эти векторы сил надо направлять от инструмента на деталь - как режущую силу. Очевидно, что на режущий инст-румент будут действовать адекватные по величине, но противоположные по

направлению аналогичные по причинам возникновения силы реакций F−

∑ ,

стF−

, 1

F−

∆ , и т. д. Векторы этих реакций, по второму закону Ньютона, будут равны

по величине силам резания, но строго противоположного направления. Тогда можно записать условие относительного равновесия системы сил:

1 2

1 2

ст h

ст h

P P P P

F F F F

− − − −

− − − −

⎡ ⎤⎛ ⎞+ ∆ + ∆ + ∆ =⎜ ⎟⎢ ⎥⎝ ⎠⎣ ⎦⎡ ⎤⎛ ⎞− + ∆ + ∆ + ∆⎜ ⎟⎢ ⎥⎝ ⎠⎣ ⎦

(2)

Силы резания при установившемся нормальном качественном процессе ре-зания будут приблизительно сохранять свою величину. Поэтому векторную модель равновесия сил в системе без учета износа инструмента можно записать в виде условия:

1 2ст

P P P− − −⎛ ⎞+ ∆ + ∆⎜ ⎟

⎝ ⎠−=

1 2стF F F− − −⎛ ⎞+ ∆ + ∆⎜ ⎟

⎝ ⎠

(3) Анализ показал, что эти силы при нормальных режимах резания не влияют на

ухудшение качества процесса механообработки. Таким образом, из (2) следует, что только последняя составляющая силы резания от изнашивания инструмента

hP−

∆ и ее реакция h

F−

∆ повинны в нарушении качества процесса, как условие:

h

P−

∆ → ∞ (4)

На базе этого вывода можно создать функционально-параметрическую мо-дель механизма потери качества процесса механообработки. Данная модель может быть использована в системе технического диагностирования.

На рис.1 представлена такая функционально-параметрическая модель, кото-рая отражает выше сказанное. Она отображает двухстороннюю зависимость между износом инструмента , трением в зоне контакта иh трf (как заданный приближенный показатель – коэффициент трения между материалами детали и инструмента) и силой резания P . На полученной модели явно виден процесс постоянного взаимного генерирования величины отклонений параметров ph∆ ,



hf∆ и hP∆ по замкнутому контуру, где первопричиной или первоисточником данного явления является износ инструмента и иh рh∆ .

Рис.1 . Функционально-параметрическая структурная модель потери каче-

ства по причине износа инструмента Как показывают многие исследования, при увеличении рh∆ растет перио-

дичность величины трения hf∆ из-за явления схватывания детали и инструмен-та при фрикционных автоколебаниях системы, вызывающей увеличение релак-сационных колебаний. Таким образом, трение влияет на износ, а износ инстру-мента увеличивает hf∆ . Увеличение периодичности трения вызывает колебание силы hP∆ . Одновременно износ инструмента, меняя ∆ γ , ∆α и , непосред-ственно изменяет условия резания и вызывает постоянный прирост силы

∆ϕ

hP∆ . По этому эту составляющую можно представить так же как состоящую из двух составляющих:

h hГ hf

P P P− −

∑∆ = ∆ + ∆

−

(5)

где hГ

P−

∆ - систематически растущая составляющая от ухудшения геометрии

режущей части инструмента по мере его изнашивания; - нарастающая слу-

чайная составляющая апериодического характера из-за влияния растущего тре-ния в зоне контакта, колебательного характера.

hfP−

∆

Приращение этих двух составляющих, как суммарный вектор сил изнаши-

вания инструмента - h

P−

∑∆ увеличивает упругие деформации технологической

обрабатывающей системы, что в итоге ведет к росту погрешностей обработки L∆ и упругих деформаций систематического переменно-возрастающего и слу-


Високоефективні технологічні процеси в приладобудуванні чайно- апериодического плана. Поскольку такое приращение происходит по-стоянно по времени работы процесса, то при достижении этой составляющей

hP−

∑∆ определенного уровня наступает момент потери надежности процесса

резания и потери качества процесса механообработки. На данной модели слева представлены основные входные параметры про-

цесса, которые либо заданы ( HL L+∆ )-...,( t t+ ∆ )-...,(σ + ∆σ - как переменная ε переменная прочность детали ), либо подбираются как управляющие из ус-

ловия оптимальности работы нового настраиваемого процесса обработки за-данной детали. Средняя часть модели схематично моделирует сам процесс ре-зания в виде преобразующей динамической системы, где силы резания и трения формируют определенную скорость изнашивания инструмента, которая являет-

ся основной причиной нарастания дефекта процесса механообработки и h

P−

∑∆ .

Каждый из выходных параметров на информационной модели ( ; aL RΣ Σ∆ ∆ - точность полученных размеров и шероховатости; Σ∆θ и EΣ∆ - тепловые и элек-тро-магнито-волновые характеристики резания, WΣ∆ и GΣ∆ - динамические и виброакустические параметры в обрабатывающей системе) своим изменением по времени работы процесса от определенного начального значения отражает изнашивание инструмента. Поэтому любой такой параметр может служить ис-точником при техническом диагностировании процесса механообработки по заключению о его техническом состоянии, как информация о нарастании де-фекта в работе процесса резания и о потере его качества.

Модель диагностики процесса механообработки Функциональное диагностирование - это наиболее сложная и совершенная

процедура анализа качества работы объекта и представляет собой метрологиче-скую процедуру постоянного мониторинга параметров работы сложной техни-ческой системы и проверки точности и надежности работы этой системы и ее технического состояния с целью своевременного распознавания дефекта.

Часто главные параметры качества работы различных систем и процессов обладают плохой контролепригодностью.

В таких случаях прибегают к косвенному методу ТД, когда вместо непри-годного к измерению главного параметра качества выбирают другой, из чис-ла всех выходящих сигналов иных параметров, которые генерирует работаю-щий объект. Такой параметр - спутник, должен быть тесно коррелирован с главным параметром и при работе объекта адекватно менять свою величину, т.е. иметь тесную функциональную связь желательно прямую, и аналогичную динамику изменения по времени

iQ

iQ

( )τ В качестве параметра-спутника принимается виброакустический сигнал:



( ) ( )( )i iG Qτ = ϕ τ (6) Однако, обычно, такой параметр - спутник, иной физической природы по

отношению к , которая естественно измеряется другими единицами измере-ния и имеет другой энергетический уровень. Тогда, при прямой зависимости, параметр - спутник можно связать по величине с главным параметром

, как генератором этой величины, таким соотношением:

iQ

( )iG τ

iQ ( )( ) ( )( )g i Qg Q iG A Qϕ τ = ϕ τ (7)

где QgA - масштабный коэффициент пересчета величины в . Чтобы перей-ти к таким расчетам, необходимо установить передаточную функцию (или уравнение связи) между данными величинами, которую обычно записывают в виде частной производной:

iQ iG

( )( )

i

i

дGдQ

⎛ ⎞τ⎜ ⎟

τ⎝ ⎠ (8)

Тогда при диагностировании проводится мониторинг величины ( )iG τ со снятием сигнала через отрезок заданного времени ( )∆τ , величина которого вы-бирается из условия скорости развития дефекта ( )iQ∆ τ . Измеряется величина изменения параметра - спутника ( )iG τ в виде ( )iG∆ τ от изменения главного параметра : ( )iQ τ

( ) ( )( ) ( )i

i Qg ii

дGG A Q

дQ⎛ ⎞τ

∆ τ = ∆ τ⎜ ⎟τ⎝ ⎠

(9)

На основании полученного с объекта сигнала по изменению спутника на ве-личину определяется уровень изменения главного параметра качества данного объекта величины :

( )iG∆ τ

( )iQ τ

( ) ( )( ) ( )i

i gQi

дQQ A G

дG⎛ ⎞τ

∆ τ = ∆ τ⎜ ⎟τ⎝ ⎠

(10)

где QgA - обратный масштабный коэффициент пересчета от на . iG iQПроцесс протекает нормально, если полученное значение i , отражающее

своим изменением уровень годности протекания механообработки, в данное время регистрации

Q∆

τ находится в допустимых пределах, т. е. между крайними заданными границами и при условии: maxQ minQ

( )min maxiQ Q Q< τ <⎡ ⎤⎣ ⎦ (11) Это условие легко реализуется двумя критическими уровнями сигнала о

годности обработки, а регистрируемый сигнал имеет возможность вариации между ними.



Как упоминалось выше, многие характеристики процесса резания могут ме-няться по времени в процессе механообработки. По мере роста износа режуще-го инструмента растут силы резания и температура, вибрация системы и другие характеристики. Будет расти к верхнему пределу и показатель качества процес-

са . Скорость данного изменения, как средняя величина может быть

ориентировочно определена на основании статистических данных и функцио-нальной зависимости

( )iQ τQ

v−

( ) ( )i iQ xτ = ϕ τ⎡ ⎤⎣ ⎦ при моделировании процесса с учетом входных данных.

На основании таких расчетов строится график зависимости параметра по времени

iQτ (рис. 2), где - это линия изменения расчетного (теоретического)

значения анализируемого параметра в заданных пределах и . ipQ

minQ maxQВ реальных условиях из-за различных отклонений и возмущений действи-

тельная кривая действительного измеренного параметра будет отличаться от расчетной зависимости. Анализ возможных отклонений этого параметра по ходу протекания процесса можно проследить на основании динамического движения точки на плоскости, описываемого уравнением:

iдQ

( ) ( ) ( )2

20 00 2i i

дQ д QQ Q Qд д

⎛ ⎞τ = + ∆ τ + ∆τ + ∆τ⎜ ⎟τ τ⎝ ⎠

(12)

Рис. 2. График зависимости параметра качества ПМО от времени работы

процесса Первое слагаемое в скобках – как изначальное значение сигнала, а

– представляет текущую координату точки, как величину исследуемого параметра во время регистрации; третье слагаемое – первая частная производ-

0Q( )iQ∆ τ


Високоефективні технологічні процеси в приладобудуванні ная, представляет собой скорость изменения диагностируемого параметра по

времени, как - действительная скорость перемещения точки за пери-

од времени между циклами измерений при мониторинге ; четвертое слагаемое – вторая производная по времени, представляет характеристику ус-корения движения точки, если такова имеется или для нашего примера – интен-сивность случайного роста проверяемого параметра, как симптом нарастающе-го дефекта процесса.

iдV−

( )iQ τ

∆ τ (iQ τ)

Для нормального функционирования процесса резания должно выдержи-ваться условие:

( )

22

2 0

д

QQд доп

p

дQ V Vдд Qд

− −

∆τ = ≤τ

∆τ ≈τ

, (13)

где - установленная, на базе расчетной Q допV−

QV−

, допустимая скорость изменения

параметра качества процесса по времени. Одной из самых ответственных задач при разработке системы технического

диагностирования (АСТД) является формирование алгоритмов функционирова-ния этой системы. Такой алгоритм должен быть по возможности краток и прост, а так же он должен быть таким, чтобы система АСТД быстро и надежно распо-знавала все возможные образы дефектов, их симптомов и заблаговременно могла выработать соответствующий управляющий сигнал на систему управления.

На рис. 3 представлен такой разработанный алгоритм работы АСТД в виде блок-схемы.

На начальном, верхнем уровне обязательно, для избежания аварийной си-туации на объекте, производится контроль годности диагностируемого пара-метра и если условие годности наруше6но, то работа объекта останавливается для устранения дефекта.

Затем через функции присвоения замеренному сигналу устанавливаются значения предыдущего параметра ( 1i− ) и производится анализ характера изме-нения параметра при сравнении результата с последующим замером уровня

. Этот анализ проводится на основании вычисления по определению уровня нарастающего по времени работы дефекта:

( )iQ τ

1) 1i i iQ Q Q−∆ = − 2) (14) 1Q iQ Q−∆ = ∆ −∆ i

nЕсли - это значит, что появился симптом потери надежности в ра-боте объекта, дефект принял критическое значение и принимается заключение о возможном отказе и проведении соответствующей регулировки в системе объекта, если это еще возможно.

Q Qdo∆ >∆



Если это уже невозможно, то при следующем измерении система будет от-ключена по нарушению условия годности [2,3].



Рис. 3. Обобщенный алгоритм функционирования системы технического

диагностирования Разработка автоматической системы диагностики с применением предло-

женного алгоритма, формирование соответствующих функциональных блоков системы позволит повысить качество процесса механообработки, его произво-дительность и исключить аварийные ситуации.

Выводы Процесс механической обработки (ПМО) являет собой сложную, много па-

раметрическую систему со скрытыми сложными, часто нелинейными зависи-мостями в связях и множеством различных возмущающих факторов. Это обу-словливает малую надежность процесса, что требует постоянного автоматиче-ского контроля.

Главной причиной потери качества ПМО является возрастание величины силы резания вследствие прогрессирующего износа инструмента hPΣ∆ . эта ве-личина с ростом износа и трения в зоне контакта образует внутренний замкну-тый контур связей, который формирует увеличение этих параметров по ходу обработки и соответственно, нарастание дефекта процесса.

Литература

1.Остафьев В.А., Антонюк В.С., Тымчик Г.С. Диагностика процесса металлообработки. К.: Тэхника,1991.-С.27-28.

2.Волосов С.С. Активный контроль размеров. М.: Машиностроение,1984. -223с. 3.Румбешта В.А. Автоматический контроль и диагностика процесса механической обработки на станках с ЧПУ // сб. научн. труд. конф. "Прогрессивные технологические процессы". К.: Знание, 1986. -С.16-19.

Румбешта В.А., Сліпченко В.П. Діагности-ка втрати надійності технологічного про-цесу точінням В роботі розглядається нова методика, інфор-маційні моделі механіки зносу інструмента, алгоритми побудови системи діагностики металообробних процесів на верстатах з ЧПК, на основі віброакустичного моніторингу тех-нічного стану процесу різання при точінні.

Rumbeshta V.A., Slipchenko V.P. Diagnostics of the quality worsening of the technical process of cutting when sharpening A new method is worked in work, informative models of mechanics of wear of instruments, algorithms of building process diagnostic system metal-working processes on computer-ized machine-tools, on the basis of the vi-broacoustic monitoring of the technical process of cutting when sharpening

Надійшло до редакції 22 березня 2008 року

УДК 621.785.375:620.152

РОЗПОДІЛ ЗАЛИШКОВИХ НАПРУЖЕНЬ В КРУТИЛЬНИХ КІЛЬЦЯХ Чередніков О.М, Ігнатенко П.Л., Борисов О.О., Чернігівський державний технологічний



університет, м. Чернігів, Україна

Запропоновано метод вимірювання залишкових напружень, заснований на визначенні неелектричних величин електричними методами. Досліджено залежність розподілу залиш-кових напружень від типу метрологічної схеми, положення і розміру досліджуваної ділянки, довжини жорсткого подовжувача. На підставі одержаних результатів зроблені висновки про керування впливом технологічних залишкових напружень на експлуатаційні параметри виробів

Вступ. Постановка задачі Нерівномірні залишкові напруження, які внаслідок об’єктивних причин фо-

рмуються в деталях на всіх етапах технологічного процесу їхнього виготовлен-ня, з часом викликають значні відхилення форми, що безпосередньо впливає на надійність роботи виробу. Виготовлені з високою точністю деталі втрачають свою початкову точність внаслідок перерозподілу технологічних залишкових напружень, що виникають при експлуатації або зберіганні.

Дослідження впливу технологічних операцій на залишкові напруження в ма-ложорстких кільцях є важливою виробничою і науковою задачею [1, 2, 4, 5]. Дослідженню технологічних залишкових напружень (ТЗН) присвячені праці ба-гатьох вчених технологів-машинобудівників. Академіком М.М. Давиденковим за-пропоновано механічний метод вимірювання ТЗН. В працях професора І.Е. Біргера систематизовані та математично обґрунтовані методи визначення ТЗН. Розгля-далися питання точності, пов'язані з перерозподілом залишкових напружень на різних етапах технологічного процесу механічної обробки, вивчався механізм формування ТЗН при обробці лезовим інструментом, досліджувався механізм регулювання залишкових напружень пластичним деформуванням поверхні.

Метою даної роботи є дослідження розподілу ТЗН в крутильних кільцях на різних операціях технологічного процесу виготовлення, формулювання практи-чних рекомендацій (на основі аналізу отриманих результатів) для керування впливом ТЗН на експлуатаційні властивості крутильних кілець.

Методи і результати Для вирішення поставленої задачі запропонований метод вимірювання за-

лишкових напружень, заснований на визначенні неелектричних величин (пере-міщень) електричними методами. Переміщення рухомого краю консольно за-кріпленого і попередньо розрізаного вздовж твірної кільцевого зразка можна визначити двома, принципово відмінними способами:

1) шляхом вимірювання переміщень консольно закріпленого кільцевого зразка; 2) шляхом вимірювання контактної сили жорстко закріпленого кільцевого

зразка. Перший спосіб реалізується шляхом встановлення стійки з трьома індикато-

рами, за допомогою яких безпосередньо вимірюються переміщення рухомого краю по трьох координатах; в другому способі передбачається використовувати універсальний динамометр, який, завдяки особливостям в своїй конструкції дає змогу вимірювати складові контактної сили по трьох взаємно-



перпендикулярних осях. Потім одержані значення сили по тарировочним гра-фікам переводяться в переміщення [5].

Другий спосіб є більш прийнятний, оскільки дає можливість вимірювати пере-міщення в більш широких межах (при зтравлюванні). Для досліджень були віді-брані кільця після попередньої механічної обробки (чорнової), після термічної об-робки (нітроцементація з наступним гартуванням), а також після галтування.

За експериментальними даними проведених досліджень були побудовані графіки залежності переміщення по кожній з трьох координат від часу травлен-ня (рис.1).

0 2 4 6 8 1 0 1 2 1 4 1 6

2 6

2 7 , 5

2 8 , 5

2 7

2 9

2 5 , 5

2 6 , 5

2 8

2 9 , 5 3 0

3 0 , 5 3 1

3 2

3 3

3 1 , 5

3 2 , 5

3 3 , 5

П

е

р е м

і

щ

е

н н

я п

о в

і с і

Х

,

м

м

3 9 , 3

3 9 , 7

4 0 , 1

3 9 , 1

3 9 , 5

3 9 , 9

П

е

р е м

і

щ

е

н н

я п

о в

і с і

Y

,

м

м

1 7 , 5

1 7 , 9

1 8 , 3

1 8 , 7

1 7 , 3

1 7 , 7

1 8 , 1

1 8 , 5

П

е

р е м

і

щ

е

н н

я п

о в

і с і

Z ,

м

м

1 7 , 1 1 6 , 9 1 6 , 7 1 6 , 5 1 6 , 3 1 6 , 1 1 5 , 9 1 5 , 7

1 - з р а з о к п і с л я м е х а н і ч н о ї о б р о б к и

2 - з р а з о к п і с л я т е р м і ч н о ї о б р о б к и

3 - з р а з о к п і с л я г а л т о в к и

1

2

1

1

2

2

3

3

0 2 4 6 8 1 0 1 2 1 4 1 6

0 2 4 6 8 1 0 1 2 1 4 1 6

3 8 , 9 3 8 , 7 3 8 , 5 3 8 , 3 3 8 , 1 3 7 , 9 3 7 , 7 3 7 , 5 3 7 , 3 3 7 , 1

Ч а с т р а в л е н н я t , х в . Ч а с т р а в л е н н я t , х в .

Ч а с т р а в л е н н я t , х в .

е к с п е р и м е н т а л ь н а к р и в а

в и п р я м л е н а к р и в а

3

Рис. 1. Траєкторії переміщень консольного краю кільця по кожній з

трьох координат

Знаючи складові переміщення рухомого краю кільця по кожній з трьох коорди-нат, можна обчислити загальне переміщення fi як корінь квадратний з суми ква-дратів переміщень:

222iiii zyxf ++= (1)

де xi, yi, zi – переміщення рухомого краю кільця по кожній з трьох координат.



Після цього, знаючи залежність глибини стравленого шару користуючись тари-ровочним графіком), можна визначити деформацію (переміщення), зв'язану з прогином кільця при зтравлюванні досліджуваної поверхні на глибину hi (рис. 2).

Деформація, зв'язана з прогином кільця при його розрізанні fв визначається наступним чином. Оскільки перед зтравлюванням кільце жорстко фіксується відносно динамометра, то після розрізання його вздовж твірної динамометр за-фіксує деякі показання складові сили по трьох координатах. Перевівши ці пока-зання в переміщення (за допомогою тарировочного графіка), отримаємо скла-дові переміщення по трьох координатах. За аналогією (див. формулу 1) визна-чимо сумарне переміщення, пов'язане з прогином кільця при його розрізанні:

21

21

211 zyxf ++= (2)

22

22

222 zyxf ++= (3)

23

23

233 zyxf ++= (4)

де f1, f2, f3 – переміщення рухомого краю кільця по кожній з трьох координат в результаті розрізки вздовж твірної зразків відповідно після механічної оброб-ки, термічної обробки та після галтування.

0 Т о в щ и н а с т р а в л е н о г о м а т е р і а л у h i , м к м .

2 0 4 0 6 0 8 0 1 0 0 1 2 0 1 4 0

1

2 3

Д

е

ф

о

р м

а

ц і

я з

р а з к а

п р

и с

т р

а в л

ю

в

а н

н і

, м

м

2 , 1

3 , 5

4 , 9

6 , 3

1 , 4

4 , 2

5 , 6

2 , 8

0 , 7

Ч а с т р а в л е н н я t , х в .

Г л

и б

и н

а т

р а в -

л

е н

н я Н

, м

м

5 , 2

5 , 4

0 1 6

Рис. 2. Деформації кілець залежно від глибини травлення, де: 1 – зразок після механічної обробки; 2 – зразок після термічної обробки; 3 – зразок після галтування

Як видно з результатів досліджень, операція гідроабразивного галтування

(див. рис. 2, крива 3), яка проводиться одразу після термічної обробки, практи-чно не впливає на ТЗН в кільцях. В той же час на стадії термічної обробки, яка відбувається відразу після механічної, коли профіль робочої поверхні кільця вже сформовано, в поверхневих шарах кілець закладаються значні за величи-ною ТЗН. Розрахунок ТЗН в досліджуваних кільцях основується на викорис-танні залежностей [1]:

( ) ( ) ( ) ⎥⎦

⎤⎢⎣

⎡⋅−−⋅

⋅⋅−⋅

+⋅−−⋅⋅⋅⋅

=⋅ i

i

ii

y

ii

y

ві f

dhdf

hHkDhHE

EhHkDfE

43

222 ϕεσ (5)



де іσ – тангенціальні нормальні залишкові напруження, що існували у вилуче- ному i-ому шарі кільцевого зразка (спрямовані по дотичній до його осі); Е – модуль пружності;

, – відповідно деформація, зв'язана з прогином кільця при його розрізан-ні і при зтравлюванні досліджуваної поверхні на глибину hвf if

i; D – середній діаметр кільця; Н – висота перетину кільцевого зразка; hi – товщина вилученого шару; Еεφ– відносне подовження на осі зразка при вирізці; ky – коефіцієнт підсилення прийнятої метрологічної схеми. Коефіцієнт підсилення прийнятої метрологічної схеми для вимірювання пе-

реміщення краю жорсткого подовжувача, спрямованого по нормалі, при консо-льному закріпленні іншого краю зразка, розраховується, виходячи з заданих початкових умов проведення експерименту при відомих геометричних параме-трах кільцевого зразка [3,6]:

2

sin2

cos5,0 00

ϕϕϕ ⋅+⋅⎟⎟

⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛+= yy

y Dl

k (6)

де ly – довжина жорсткого подовжувача;

– кут між краями розрізаного кільцевого зразка; yϕ

0ϕ – кут дуги ділянки, яка стравлюється. Але в кожному конкретному випадку формула матиме дещо відмінний вид. Це пов’язано з тим, що в даному випадку дослідження проводяться вже на готових кільцях (тобто таких, що не вирізаються з труби), тому формула дещо змінить-ся. Зокрема в ній буде відсутній доданок Еεφ – відносне подовження на осі зраз-ка при його вирізці з труби. І тому в цьому разі формула (5) набуває вигляду:

( ) ( ) ( ) ⎥⎦

⎤⎢⎣

⎡⋅−−⋅

⋅⋅−⋅

+−⋅⋅⋅⋅

=⋅ i

i

ii

y

ii

y

ві f

dhdf

hHkDhHE

hHkDfE

43

222

σ (7)

де іσ – тангенціальні нормальні залишкові напруження, що існували у вилуче- ному i-ому шарі кільцевого зразка (спрямовані по дотичній до його осі); Е – модуль пружності;

, – відповідно деформація, зв'язана з прогином кільця при його розрізанні і при зтравлюванні досліджуваної поверхні на глибину hвf if

i; D – середній діаметр кільця; Н – висота перерізу кільцевого зразка; hi – товщина вилученого шару; ky – коефіцієнт підсилення прийнятої метрологічної схеми. Оскільки, залишкові напруження σі, які існують в поверхневих шарах, фак-

тично, є функцією від глибини стравленого шару hi (решта складових – модуль пружності Е, деформації, пов'язані з прогином кільця при його розрізанні і при зтравлюванні досліджуваної поверхні, геометричні параметри поперечного пе-



рерізу – є константами), то результати розрахунку зручно представити у вигляді графіків залишкових напружень залежно від глибини стравленого шару (рис. 3).

Висновки Досліджено залежність розподілу залишкових напружень в залежності від

технологічних методів формування поверхневого шару крутильних кілець. По результатам досліджень, операція гідроабразивного галтування, яка проводить-ся одразу після термічної обробки, практично не впливає на ТЗН в кільцях. В той же час на стадії термічної обробки, яка відбувається відразу після механіч-ної, коли профіль робочої поверхні кільця вже сформовано, в поверхневих ша-рах кілець закладаються значні за величиною ТЗН.

Як видно з експериментальних графіків, найбільша величина ТЗН спостері-гається в кільцях, які пройшли стадію термічної обробки. Після термічної обро-бки, звісно, відбувається різка зміна фізико-механічних властивостей поверхне-вого шару (змінюється зернистість, мікроструктура, твердість матеріалу) , в то-му числі залишкові напруження.

Рис. 3. Графічна інтерпретація ТЗН

в поверхневих шарах досліджуваних кі-лець, де: 1 – зразок після механічної обро-бки; 2 – зразок після термічної обробки; 3 – зразок після галтування


1. Биргер И.Э. Остаточные напряжения. - М,: Машгиз, 1963. - 232 с. 2. Подзей А.В. и др. Технологические остаточ-ные напряжения. - М.: Машиностроение, 1973. - 216 с. 3. Чередников О.Н., Игнатенко П.Л, Чередников И.О. Технические требования к крутильным и пря-

дильным кольцам. Оснастка для исследования остаточных напряжений / Сборник докладов международной научно-практической конференции в 2-х частях – Чернигов: ОАО „Хим-текстильмаш”, 2005. – с. 239-243.

4. Г.С.Писаренко, Н.С. Можаровский. Уравнения и краевые задачи теории пластичности и ползучести. Справочное пособие. – Киев:Наук. думка, 1981. – 496 с.

5. Р.А.Макаров. Тензометрия в машиностроении. Справочное пособиею – М.:Машиностроение, 1975. – 288 с.

Чередников О.Н., Игнатенко П.Л, Борисов А.А. Распределение остаточных напряже-ний в крутильных кольцах Предложен метод измерения остаточных на-пряжений, оснований на определении неэлек-трических величин электрическими метода-ми. Исследована зависимость распределения остаточных напряжений от типа метрологиче-ской схемы, положения и размера исследуе-мого участка, длины жесткого удлинителя.

Cherednikov O.N., Ignatenko P.L., Borisov O.O. Distribution of remaining tensions in turing rings The method of measuring of remaining tensions is offered, based on geterminaqtion of analectic sizes electric methods. Dependence of distrib-uting of remaining tensions is probed on the type of the utilized chart, length of the hard extend-ing, position of the probed area. On the basis of results conclusions are done about influence of



На основе полученных результатов сделаны выводы об управлении влиянием технологи-ческих остаточных напряжений на эксплуата-ционные параметры изделий

technological remaining tensions on operating properties of getails.

Надійшла до редакції 28 березня 2008 року


Documents

ВИСОКОЕФЕКТИВНІ ТЕХНОЛОГІЧНІ ПРОЦЕСИpbf.kpi.ua/old/txt/pbf/Vistnik/35/Part_6.pdfВисокоефективні технологічні процеси