Теоретическое обоснование, исследование и разработка технологии резания с нагревом и пластическим деформированием обрабатываемого металла

Размещено на http://www.allbest.ru/

На правах рукописи

Теоретическое обоснование, исследование и разработка технологии резания с нагревом и пластическим деформированием обрабатываемого металла

Специальность: 05.03.01.«Технологии и оборудование механической и физико-технической обработки»

Автореферат

диссертации на соискание ученой степени доктора технических наук

Котельников Владимир Иванович

Москва 2009

Работа выполнена в Нижегородском высшем военно-инженерном командном училище

Научный консультант доктор технических наук, профессор Сорокин Виталий Матвеевич

Официальные оппоненты:

Доктор технических наук, профессор Рыкунов Александр Николаевич

Доктор технических наук, профессор Матвеев Юрий Иванович

Доктор технических наук, профессор Эстерзон Михаил Абрамович

Ведущая организация: ОАО «Завод «Красное Сормово» (г. Н. Новгород)

Защита состоится «11» июня 2009 г. в 10 часов на заседании диссертационного совета Д 520.002.01 в ОАО «Экспериментальный научно-исследовательский институт металлорежущих станков» (ОАО «ЭНИМС») по адресу: 119991, г. Москва, 5-й Донской проезд, 15, строение 8 .

С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке ОАО «Экспериментальный научно-исследовательский институт металлорежущих станков» (ОАО «ЭНИМС»)

Автореферат разослан 2009 г.

Ученый секретарь диссертационного совета кандидат технических наук, доцент В.М. Гришин

металл резание нагрев деформация

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ

Актуальность темы. Лезвийная обработка конструкционных материалов (углеродистых, легированных и др. сталей) занимает значительное место в практике машиностроительного производства. При этом актуальными задачами остаются не только повышение производительности механообработки, стойкости инструмента, повышения качества обработанной детали, но и создание новых направлений в теории и практике резания при обработке специальных деталей после сварки, наплавки и напыления, когда обработка в условиях традиционных производственных технологий невозможна. А также в условиях малых предприятий и ремонтного производства в специфических условиях, в том числе военно-полевых.

В рыночных условиях экономического кризиса и спада производства в промышленности поиск и внедрение новых нетрадиционных и перспективных способов резания металла с тугоплавкими покрытиями, позволяющих значительно повысить производительность механической обработки, произвести обработку продукции со специфическими свойствами и параметрами, при наименьших материальных затратах, с использованием минимального количества рабочих и оборудования, является первоочередной задачей, и особенно актуально - без применения дорогостоящего технологического оборудования и режущих инструментов.

Настоящая работа выполнялась в соответствии с договорными работами кафедры «Базовые машины» Нижегородского Высшего инженерно-командного училища (НВВИКУ), с ремонтными предприятиями воинских частей и Горьковской железной дороги.

Цель работы. Разработать комплексный метод резания металла с нагревом и пластической деформацией нагреваемой поверхности детали, обеспечивающий значительное снижение усилий резания и исключающий применение для обработки традиционного режущего инструмента.

Решаемые задачи.

1. Исследование физических процессов и основных закономерностей резания металла с нагревом и пластической деформацией нагреваемой поверхности.

2.Разработка научно обоснованной методики выбора режимов резания, создание режущего инструмента, приспособлений и условий для реализации комплексного метода резания металлов с нагревом и пластической деформацией.

3.Определение области применения комплексного метода резания металла.

4.Разработка производственной технологии обработки сложных деталей машиностроения (ступенчатых наплавленных валов, сварных изделий и деталей с напылением и пр.) точением с нагревом и пластическим деформированием для основного производства и ремонтных условий.

Методы исследования. Для решения поставленных в работе задач использовались теоретические и экспериментальные методы исследования. Теоретическая часть базируется на основных положениях классической теории резания, технологии машиностроения, законах теплофизики металлов, теории пластической деформации и кристаллографии.

Теоретические исследования подтверждены многочисленными экспериментами в лабораторных и производственных условиях и обработаны методиками с применением современных металлографических методов и высокоточной измерительной аппаратуры.

Достоверность и обоснованность теоретических выводов подтверждена данными, полученными лично соискателем. Результаты исследований, выводы и предлагаемые технические решения подтверждаются патентами на изобретения и полезные модели, прошли производственную проверку, а также внедрены в производство и в учебный процесс ВУЗов.

Научная новизна работы.

1.Выявлены, исследованы и систематизированы физические процессы в зоне резания при обработке ответственных восстановленных деталей из стали -

с нагревом и пластической деформацией обрабатываемых поверхностей.

2.Разработан математический аппарат для реализации метода комплексной обработки металла с нагревом и пластической деформацией.

3.Выведены математические зависимости теплопередачи при резании металла методом комплексной обработки.

4.Разработаны теоретические основы расчета температуры при резании и математические закономерности для управления тепловым потоком.

5.Исследована и апробирована технология обработки металлов методом комплексной обработки, а именно, определены технические требования к оборудованию, инструменту и приспособлениям для реализации нового метода обработки резанием с подогревом поверхности.

Практическая ценность работы.

1.Разработана научная методика выбора режимов резания металла с нагревом и пластической деформацией, учитывающая конкретные условия производства и конфигурацию нагруженных ответственных деталей.

2.Режимы резания, выбранные по разработанной методике, позволяют получать качество обработанной поверхности, соизмеримой с обработкой традиционными методами без применения дорогостоящих инструментов с пластинами СТМ с покрытиями.

3.Разработанный и внедренный в производство комплексный метод обработки металла с нагревом и деформацией обеспечивает значительное снижение вибраций системы СПИД (за счет снижения усилий резания) и значительное повышение производительности и стойкости режущего инструмента.

4.Создание мобильных средств ремонта на базе комплексного метода интенсифицирует восстановление работоспособности техники в чрезвычайных условиях (полевых, военных и др.)

5.Комплексный метод обработки резанием с нагревом и пластической деформацией позволил реализовать обработку сложных специфических закаленных деталей со сварными швами и напылением.

6.Разработанный метод обработки металлов с нагревом является эффективным решением технических проблем при обработке соответствующих типов деталей.

Реализация результатов работы.

Выполненные разработки внедрены:

- в практику восстановительных работ при ремонте боевой техники в двух ремонтных подразделениях воинских частей, в железнодорожной ремонтной мастерской Горьковской железной дороги - для восстановления несущих валов (осей) вагонного состава.

- в учебный процесс (Акты внедрения прилагаются) в виде изданного учебного пособия.

Апробация работы.

Основные результаты работы докладывались на 29 научно-технических конференциях (Международных, республиканских и региональных), проведенных в городах: Н. Новгороде, Рыбинске, Пензе, Оренбурге, Харькове, Ростове на Дону, Брянске, Омске, Тольятти, Днепропетровске и Санкт-Петербурге. Результаты исследований применены в лекционных материалах по курсу «Основы ремонтного производства». Основы технологии резания с нагревом включены отдельной главой в изданное учебное пособие по курсу «Основ ремонтного производства».

Работа обсуждена на заседании ученого совета НВВИКУ.

Публикации. По материалам диссертационной работы издана одна монография и опубликовано 62 печатные работы, включая 8 изобретений, 8 статей в отечественных журналах ВАК, 44 публикации в межвузовских сборниках, а также в виде тезисов и докладов на конференциях, включая международные и российские.

Структура и объём работы. Диссертационная работа изложена на 323 страницах, состоит из введения и шести глав, включающих 74 таблицы и 237 рисунков, основных выводов, списка использованной литературы из 161 наименования, содержит 279 страниц основного текста и приложения на 44 страницах.

На защиту выносятся следующие результаты работы:

1.Теоретическое обоснование использования в серийном и ремонтном производствах высокоэффективного комплексного метода резания металлов с нагревом и пластической деформацией обрабатываемой поверхности нагруженных ответственных деталей тяжелой техники, после сварки и наплавления.

2.Разработка научно обоснованной методики выбора режимов резания, нагрева и накатывания при реализации комплексного метода обработки с учетом выполнения технических требований к обрабатываемой детали.

3.Создание режущего инструмента и необходимой оснастки для реализации комплексного метода резания металла с нагревом и пластической деформацией обрабатываемой поверхности.

4.Разработка технологии обработки металла комплексным методом в типовых производственных условиях машиностроительных предприятий и при ремонте особо сложных деталей в полевых и других специфических условиях.

5.Экономическая эффективность комплексного метода резания с нагревом, в том числе в полевых условиях, на базе установленного в подвижных мастерских сварочного и металлообрабатывающего оборудования.

6.Результаты воздействия комплексного метода обработки на качество и точность обрабатываемой поверхности.

ОСНОВНОЕ СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ

Во введении обоснована актуальность работы, сформулирована цель, задачи и основные положения, выносимые на защиту, представлены научная новизна и практическая значимость диссертационной работы.

В первой главе приводится: обзор современного состояния теории резания металла, формообразования поверхности валов при обработке точением, анализ различных аспектов повышения производительности и качества обрабатываемой поверхности. Даются особенности резания трудно деформируемого, наплавленного и сварного металла, стойкости режущего инструмента при их обработке, в том числе импортного с пластинами из спеченых материалов. Анализируются методы резания металла с нагревом и области их применения. Приводится обзор применения в промышленности методов и особенностей поверхностно-пластического деформирования металла.

Большой вклад в изучение проблем обработки металла резанием внесли отечественные ученые А.А. Аваков, С.В. Грубый, А.М. Даниелян, Д.Г. Евсеев, Н.Н. Зорев, А.И. Исаев, Б.А. Кравченко, Т.Н. Лоладзе, А.Д. Макаров, П.Г. Петрухи, А.В. Подзей, В.Н. Подураев, Н.Н. Резников, Н.Н. Рыкалин, Н.С. Рыкунов, С.С. Силин, В.К. Старков, Н.В. Таланов, Я.Г. Усачев, М.А. Шатерин, А.В. Якимов, П.И. Ящерицын и др. В методику исследований и применение в промышленности ППД металла внесли свой вклад Д.Д. Папшев, А.Д. Томленов, В.М. Смелянский, В.М. Сорокин и др. Ряд работ зарубежных ученых Е.М. Трента, Ч. Хикса, Е. Тарберта, Х. Такеяма, К. Триггера, Е. Усуи и др. по этой тематике дополняют проведенные исследования.

В результате анализа литературных источников и проведенного патентного поиска показано, что применение нагрева является эффективным направлением интенсификации процессов лезвийной и поверхностно-пластической обработки металла. Отмечается, что важнейшими факторами, ограничивающими производительность и качество обработки, является характер деформации металла и износ режущего инструмента.

На основе результатов проведенного анализа сформулирована цель и поставлены задачи исследования.

Во второй главе представлено теоретическое обоснование механической об-работки металла с нагревом и ППД, включающее: теоретические положения по изменению структуры и свойств металла при нагреве с точки зрения ме-талловедения и физики металлов, физическое моделирование резания металла с соблюдением критериев геометрического и теплового подобия, общие сведения по теории резания металла и нагрева точечным тепловым источником.

При разработке комплексного метода обработки металла было предложено ввести дополнительное количество энергии в виде тепла в деталь при токарной обработке поверхностей, а отделочные операции шлифования заменить накатыванием нагретой поверхности детали охлаждаемым водой роликом.

Для промышленного использования резания с нагревом предложен и рассмотрен нагрев заготовки токами высокой частоты и режущий инструмент с внутренним водяным охлаждением.

Подвод энергии в виде тепла резко меняет процесс пластического сдвига металла в корне стружки при резании. Это связано, прежде всего, с изменением прочности металла при нагревании и повышением пластических характеристик нагретого металла, что приводит к снижению усилия резания. Исследованиями А.Н. Резникова, М.А. Шатерина и других ученных было показано, что при нагреве усилие резания P_z уменьшается в широком диапазоне, в зависимости от химического состава стали и режимов резания.

С целью исследования процессов стружкообразования при резании с нагревом была разработана физическая модель, отвечающая критериям подобия (Ho=wх ф / l -гомохронности (Струхаля), Fr =wІ/ g х l- критерию Фруда и Eu =p / с wІ - критерию Эйлера), где в качестве обрабатываемого материала был использован замороженный до -10єC парафин. В качестве основного критерия подобия модели в целом служит масштаб (l1 : l2).

Для проведения экспериментов была изготовлена специальная установка с двумя направляющими, по которым перемещался резец. Поверхность металла моделировалась охлажденным парафином. Экспериментальная установка снабжалась динамометром для замера усилия перемещения резца по направляющим при резании парафина. Врезание режущего инструмента зависело от силы веса резца G. Лезвие резца изготовлено съёмным. Оно устанавливалось на резец под различными углами к поверхности парафина. В результате эксперимента была установлена зависимость влияния на процесс образования стружки увеличения угла г режущего инструмента.

Резание парафина резцом с углом г=0є характеризуется максимальным усилием резания. Резец в начале движения сдвигает парафин с поверхности ванны, образуя утолщение на наружной стороне своей передней грани, а затем, внедряясь глубже под поверхность парафина, проталкивает вздувшееся утолщение вдоль лезвия. На обработанной поверхности парафина зафиксированы равномерно чередующиеся валики (моделирование регулярной шероховатости). При этом угле образуются максимальные размеры валиков на поверхности модели.

При угле наклона г = 20 - 40° динамометром зафиксировано постепенное снижение величины усилия резания. При увеличении угла наклона г от 50° и до 65° сопротивление резанию резко снижается. При наклоне лезвия на угол 70° поверхность парафина после резания становится гладкой, а стружка сходит с лезвия без видимых утолщений, ровной лентой, гладкой с обеих сторон.

В результате модельных испытаний была предложена конструкция режущего инструмента с шестигранной режущей пластиной, позволяющая сочетать возможности проходного отогнутого резца с (<ц=60є) и проходного упорного резца, имеющего одну грань параллельную обрабатываемой поверхности.

Эксперименты показали, что для обеспечения нагрева срезаемого слоя металла до температур разупрочнения, требуется определенное время. Был сделан расчет времени прогрева заготовки и расстояния между горелкой и режущим инструментом, что позволило осуществлять резание после предварительной настройки горелки на размер L относительно режущего инструмента.

Суммарная температура в зоне резания

, (1)

где: Т_Н -температура нагрева заготовки; ?Т⁺ - повышение температуры за счет работы собственно резания нагретого металла.

Из уравнения, описывающего процесс распространения тепла

, (2)

найдена температура нагрева металла пламенем горелки

,

откуда, задаваясь температурой нагрева определили толщину слоя прогретого металла L=f (V, S, t, Т_Н )

, (3)



где - объемная теплоемкость (кал/см³ град),

, кал/см² с, ,

или , ; . (4)

Здесь: W - мощность пламени газовой горелки, Вт; k₀ - коэффициент, характеризующий сосредоточенность потока тепла, 1/см²; - к.п.д. горелки; q₀ и q - интенсивности источника тепла в центре и на расстоянии r от центра, соответственно см. Рис.1.

Рис 1. Схема нагрева детали пламенем газовой горелки в начале и по ходу резания: а - в первые секунды прогрева; б - при заданном расстоянии межу горелкой и резцом в начале резания; с - в процессе распространения тепла при резании

Газовой горелкой срезаемая часть металла нагревается до температур порядка Т = 750⁰С, поверхность обработанной детали нагрета до Т= 450 -550єC, а на оси детали сохраняется температура в Т = 100 -150⁰С, обеспечивающая жесткость центральной зоны детали для обработки без искривления оси.

Расчетом, был составлен баланс тепла при точении нагретой стали в зависимости от критерия Пекле, который характеризует интенсивность рас-пространения тепла в материале и определяется по зависимости Ре =. Здесь V- скорость распространения тепла, м/мин; l = a- геометрический размер, мм ; a - коэффициент температуропроводности, град cм / с..

При нагреве пламенем горелки в систему вводится дополнительное ко-личество тепла (Q=), где: с- теплоемкость материала; m- масса нагре-ваемого материала; ДИ -температурный градиент.

Если вставить выражение Q= в уравнение С.С.Силина и преоб-разовать его так, чтобы вынести за знак равенства усилие резания, то получим формулу зависимости усилия резания от скоростных режимов резания, теп-лофизических характеристик резца и обрабатываемого материала и геомет-рических характеристик режущего инструмента:

(5)

Здесь: Pz - сила резания, Н; V - скорость резания, м/сек; л и л- коэффициенты теплопроводности обрабатываемого материала и резца; а = - коэффициент температуропроводности обрабатываемого материала; - удельная теплоемкость и плотность обрабатываемого материала; а и b - толщина и ширина среза металла; -температура резания (средне контактная температура на передней и задней поверхности инструмента, измеряемая по методу естественной термопары, єК; - радиус округления режущей кромки инструмента; - угол заострения кромки, є; и задний и передний углы резца, є; - толщина среза (см. рис.7.б); е= (р - ц - ц) -угол при вершине резца в плане, рад; ц и ц-главный и вспомогательный углы в плане, рад. Ширина среза b определяется как отрезок, соединяющий внешние концы рабочих участков режущих кромок инструмента.

Для нагрева поверхностей обрабатываемых деталей в производственных условиях были рассчитаны режимы нагрева детали токами высокой частоты. При последовательном включении в работу петлевых раздвижных индукторов полная мощность такого непрерывно- последовательного режима определяется по формуле:

,(кВт) (6)

где D -диаметр нагреваемой заготовки, мм; а - ширина провода индуктора, в см.

Поскольку ширина индуктирующего провода невелика (5 - 30 мм), то требуемая мощность при заданном режиме нагрева также мала. При подборе режима нагрева используются графики зависимости времени нагрева заготовки (данного диаметра и марки стали) от заданной глубины прогрева, мощности, силы и частоты тока необходимого для нагрева детали до заданной температуры. По ним определяется также время прогрева требуемого слоя металла до заданных значений. Зная время нагрева, определяется скорость нагрева заготовки при резании металла с нагревом ТВЧ и величина подачи при съёме этого слоя:

мм/мин (7)

Для обработки металла резанием с нагревом чрезвычайно важную роль играет стойкость режущего инструмента. С целью определения эффективности охлаждения режущей грани охлаждаемого водой резца, был произведен расчет теплопередачи от нагретого металла резца к охлаждающей воде, движущейся по внутреннему каналу.

Выполненные расчеты позволили установить, что при изменении диаметра охлаждающего канала в пределах от 5 до 10 мм и среднем диаметре: d_экв7,6 мм; расходе воды G0,3 м³/мин, а также при _к0,8; _{р р}0,385; _{р р}0,145; ₁12 мм; ₁0,5; 720 с. тепловая напряженность в зоне режущей кромки снижается на 140-160єС и, как будет показано ниже, стойкость резца повышается в 1,5-2 раза по сравнению с резцами без охлаждения.

В третьей главе разработаны методика, установка и инструменты для исследования результативности комплексного метода резания с нагревом и пластическим деформированием нагретой поверхности детали.

Контроль температуры нагрева поверхности заготовки, нагреваемой пламенем горелки, проводили переносным пирометром «Луч-Н». Диапазон измеряемых пирометром температур от 500є до 1200єС с погрешностью измерения 0,5-1,0%. Температура обработанной режущим инструментом поверхности детали перед накатником, (с охлаждением и без него СОЖ) замерялась инфракрасным электронным термометром касания фирмы «Optris» с пределами измерения температуры нагретой металлической поверхности от -32є до +520єС. Температура в зоне резания измерялась встроенной в динамометрическую головку термопарой касания.

Для определения тепловых режимов произведен теоретический расчет изменения температуры резания при обработке детали с нагревом во времени. Оптимальное значение температуры резания - соответствует наиболее благоприятным условиям резания, трения и изнашивания инструмента, которые, как установлено, определяются различными комбинациями температуры нагрева Т_н заготовки и параметрами (V, S, t) режима резания, обеспечивающими наименьшую интенсивность износа инструмента и наибольшую его размерную стойкость.

Формулу зависимости температуры резания от скорости V, подачи S и глубины резания t при обычной холодной обработке и при резании с нагревом представим в виде степенной зависимости

T = С? V ^б ?S ^в t ^j (8)

После необходимых расчетов методами, предложенными в методике А.А. Спиридонова и преобразований, формула для определения температуры холодного резания получила вид:

T_хол=26,8V^{(1,58-0,34lnv)}•S^{(0,46-0,23lnS)}•t^{(0,49-0,15lnt) , (9)}

а для резания с нагревом была получена формула:

T_гор=32,625V ^{(2,06-0,48 lnv)}• S ^{(0,5-0,3 lnS)}• t ^{(0,5-0,25 lnt) (10)}

Формула расчета температуры нагрева для резания с нагревом в рассматриваемой области изменения факторов дает возможность управления процессом резания с нагревом.

С целью оценки эффективности резания с нагревом проведено определение зависимости усилия резания от режимов обработки металла. Для проведения экспериментальных исследований была привлечена специальная установка.

По данным экспериментальных замеров, с учетом граничных областей изменения скорости резания, величины подачи, глубины резания и прогрева заготовки на глубину резания, расчетом была определена теоретическая зависимость усилия резания от режимов резания и температуры нагрева заготовки пламенем горелки. Формула для определения величины усилия резания от режимов резания была получена в таком виде:

. (11)

Рис. 2 .График зависимости при Т=400єC и t=0,08 мм

Данная формула позволила построить семейство графиков зависимости усилия от режимов резания и нагрева, необходимых для разработки технологии резания металла с нагревом. Один из графиков (см. рис. 2) построен при изменяющихся: скорости резания с нагревом м/мин и подаче мм/об, при постоянных величинах нагрева детали до єC. и глубине резания мм.

Определение величин относительного износа инструмента , проводили в соответствии с методикой предложенной А.М Даниеляном.по формуле: , где hз - износ резца за время его работы в мкм, L - путь резания в м,

Частота вращения шпинделя менялась от 200 об/мин до 1600 об/мин, подача S= 0,2 мм/об, глубины резания t₁= 1мм; t₂= 2 мм; t₃= 4 мм.

Для проведения механических испытаний износостойкости обработанной резанием с нагревом металлической поверхности детали был изготовлен упрощенный аналог установки МУИ - 6000.

Величина крутящего момента, возникающего при резком торможении лентой, создает в сварном соединении касательные напряжения. Величина этих напряжений зависит от величины инерционной массы, скорости вращения ротора двигателя, величины торможения (обратного ускорения), сил трения металлической ленты о правый хвостовик и сечения сварного шва.

Касательные напряжения в сварном симметрично наложенном шве (L = 2h) возникают в момент торможения вращения правой части детали в то время, когда левая часть по инерции продолжается вращаться. Эти напряжения создаются по всем сечениям сварной детали одинаково, но проявляются в наиболее ослабленной части детали, где площадь стыка наименьшая.

Испытаниям подвергали сварные детали, цилиндрические части, которых были изготовлены из одной марки материала, из разных марок материала. Испытания проводили в соответствии с требованиями ГОСТ.

Снятие замеров шероховатости в условиях лабораторной базы НГТУ производили под бинокулярным микроскопом МИС - 11А и методом сравнения со стандартными образцами шероховатости по методике ГОСТ 2789-73. На двойном микроскопе Линника определяли высотные параметры профиля путем измерения высоты микро неровностей в пределах от Rz =80 до Rz =1,6 мкм по методу светового свечения.

Замеры параметров шероховатости проводили в трех точках ступени (начале, средине и в конце). Результаты замеров и расчетов в соответствии с требованиями ГОСТ были переведены в показатель Ra по формуле: Rz = k Ra, где k = 4 при Rz =80 -2,5 мкм; на базовой длине в 2,5 мм.

По ним для резания с нагревом и холодного резания металла строились графики следующих зависимостей: Зависимость Rа =f (V) при S=const и зависимость Rа =f (S ) при V =const.

На основании экспериментальных данных расчетом была получена зависимость параметров шероховатости поверхности обработанной холодным резанием и резанием с нагревом от режимов резания и нагрева заготовки:

. (12)

Исследование параметров точности обработанной поверхности. Сумму динамических погрешностей можно представить в виде

= f(_СТ + _Т) , (13)

где _СТ - погрешность, вызванная геометрическими неточностями станка;

_Т - температурные деформации детали в процессе точения.

По результатам замеров и данным расчетов построены графики зависимости размера детали от температуры нагрева. Полученные графики использовались в практике резания для настройки инструмента на размер при температурах нагрева детали Т₂=600°С, Т₂=500°С и Т₂=400°С.

Исследования изменений структуры металла при резании с нагревом проводили по стандартным методикам, рекомендуемым ГОСТ, с привлечением микроскопа, фотографированием и видеосъёмкой.

На обрабатываемость металла значительное влияние сказывает его структура. Поскольку в данном исследовании обрабатывались конструкционные стали с содержанием углерода от 0,3 до 0,45% то их структуры близки к равновесным. Добавки легирующих компонентов влияют на размер зерна. Размер зерна структуры ст. 40Х занимает промежуточное положение.

В случае ремонта сваркой с последующей холодной обработкой сварного шва отремонтированную деталь как правило подвергают отпуску, затем обрабатывают и закаливают. Экспериментально проверена возможность отказа от отпуска сварной детали в печи при обработке резанием с нагревом. При резании с нагревом в поверхностном слое наблюдается структура идентичная структуре металла после отпуска. Глубина слоя такой структуры колеблется от нескольких сотых долей миллиметра до нескольких миллиметров.

Методика, установка и инструменты для исследования результативности пластического деформирования нагретой поверхности детали.

Исследования проведены на лабораторном оборудовании НВВИКУ на ступенчатых валах, зажимавшихся в патроне токарного станка 16К20. Деформирование поверхности шариковой накаткой проводилось с целью исследования результатов силового воздействия на холодный и нагретый до температур разупрочнения металл.

При накатывании роликом нагретой поверхности детали длина дуги, контактирующей с вершинами шероховатости, может быть найдена по формуле:

L=, (14)

где: R-радиус давящего ролика, мм; Rz - шероховатость поверхности детали, мм; сosб =.

Усилие давления ролика рассчитывалось по формуле, учитывающей смятие материала, где: у- предел текучести материала обрабатываемой детали, кг/мм; F- площадь контакта ролика с нагретой поверхностью детали, мм; Е - модули упругости разогретого и холодного металла соответственно. В расчете усилия давления принято для давящего водоохлаждаемого материала ролика с Т = 20єC и Е 10= 215, а для нагретого материала детали до Т= 750єC и Е 10= 130 соответственно. Тогда усилие, приложенное к ролику, будет равно кг, (516 Н)

При накатывании холодного металла с целью смятия вершин шероховатости и закатывания их во впадины потребуется величина усилия кг, (1491,9 Н) т.е. почти в три раза больше чем при накатывании нагретого металла.

С целью исключения тепловых потерь детали теплопередачей станку были изготовлены и запатентованы кулачки токарного патрона из бетона с малой теплопроводностью (см. Патент на полезную модель РФ №68391).

Нагрев цилиндрических деталей в промышленных условиях целесообразно производить токами высокой частоты. Технология нагрева на заводах отработана и широко применяется. Для нагрева деталей сложной ступенчатой и конусной формы был сконструирован раздвижной двух витковый индуктор (см. Патент на полезную модель РФ №77867).

Режущий инструмент с внутренним водяным охлаждением решает проблему стойкости при резании с нагревом. Именно поэтому нами были разработаны несколько конструкций режущего инструмента с внутренним водяным каналом, подводящим охлаждающую среду непосредственно к режущей грани резца. На один из резцов было получено Свидетельство на полезную модель РФ № 24131.

В четвертой главе приведены расчетные и экспериментальные данные эффективности применения комплексного метода обработки металла.

Для решения задачи отвода тепла при вращении детали был сделан расчет по формулам теории теплопроводности. При этом для упрощения сложности расчета были сделаны следующие допущения:

1.Температура пламени газовой горелки в месте касания с цилиндрической заготовкой постоянна и равна 1000⁰С.

2.Вращение заготовки при нагреве детали идет с частотой вращения при обработке металла.

3.Резец находится с противоположной стороны от пламени газовой горелки и пламенем не нагревается.

4.Весь тепловой поток от пламени горелки усваивается заготовкой.

Поскольку нагрев заготовки пламенем газовой горелки производится с достаточно большой частотой вращения шпинделя, то заготовка постоянно обдувается воздухом. Известно, что потеря тепла при обдуве детали воздухом можно определить из выражения:

ДИ=б (Т-Т₀) Fф. (15)

где: б - коэффициент теплоотдачи, кал/смІ с град.; Т и Т₀ - соответственно температура детали и окружающего воздуха; F - площадь охлаждаемой по-верхности, см² ; ф - время охлаждения, с.

Падение температуры на поверхности тела

ДТ ? , (16)

где c- удельная теплоемкость с- плотность материала, ; V- объем тела, смі

Коэффициент б, входящий в формулы складывается из коэффициентов теплоотдачи при конвективном теплообмене и при лучеиспускании. Значение б в первом приближении можно рассчитывать по формулам для определения коэффициентов теплоотдачи в воздух. Приведенным к условиям Т= 20⁰С и размерностям, относящимся к резанию вращающейся вокруг своей оси цилиндрической заготовки. (10³ < R_е ? 2,2 * 10³)

б ? 0,3*10^-4 (17)

где d - эквивалентный диаметр заготовки в мм; W- скорость перемещения воздуха относительно детали соответствует скорости вращения вала в м/мин.

Анализируя полученные результаты охлаждения нагретой точечным источником вращающейся детали можно утверждать, что потери в окружающую среду от вращающейся нагретой детали ничтожны за один оборот до следующего мгновенного нагрева. На самых медленных оборотах перепад температур всего .(см. табл.1).

Таблица 1

№ п/п	n об/мин	d мм	б	ДИ0С	№ п/п	n об/мин	d мм	б	ДИ0С
1	220	30	1,3275•10-4	0,01	6	1200	30	4,824•10-4	0,007
2	300	30	1,68•10-4	0,009	7	1200	30	3,906•10-4	0,004
3	550	30	2,6664•10-4	0,008	8	1200	30	4,386•10-4	0,003
4	700	30	3,201•10-4	0,0075	9	1200	30	5,259•10-4	0,0028
5	900	30	3,873•10-4	0,0072		1200	30	5,595•10-4	0,0026

Следовательно, для упрощения расчетов потерями тепла можно пренебречь и заменить нагрев точечным источником на нагрев постоянной интенсивности по кольцу.

Затем было рассчитано время нагрева поверхности вращающейся детали диаметром от 20 до 40 мм источником с температурой пламени в 3200⁰С. В результате потери тепла пламени лучеиспусканием и конвенкцией обдуваемого воздуха средняя температура факела пламени у поверхности заготовки не превысит 1000єC. Для теплового расчета были использованы зависимости скорости нагрева стальных деталей, от их теплофизических параметров.

Расчет произведен на примере нагрева заготовки из ст.40Х диаметром 40 мм. Средняя температура факела пламени у поверхности заготовки Т= 1000⁰С.

Расчетное время, необходимое на нагрев поверхности детали пламенем горелки до температур от 100 до 900°C равно 2,1 секунды. При расчете принято для стали 40Х: л =32,2 кал/м час⁰С; a =0,027 м²/час; б =80 кал/м²•час⁰С. Начальная температура заготовки равна температуре окружающей среды Т₀=20⁰С.

Температура резания (Т_р) складывается при резании с нагревом из двух составляющих: температуры предварительного нагрева заготовки (Т_н) и температуры развивающейся в зоне резания от сдвиговых деформаций при стружкообразования и тепла от трения стружки о резец и резца о деталь (Т_д)

Т_р=Т_н+Т_д (18)

Для нахождения температуры, возникающей в зоне резания от сдвиговых деформаций, воспользуемся следующей зависимостью

Т_д=G_т•U^0.2•у_в^0,26 (19)

Для стали 40Х при обычном резании резцом Т5К10 оптимальная тем-пература резания составляет 862єС. Поскольку обработка металла обычная и с нагревом производится с одинаковыми скоростями то температура деформации будет определена как функция изменения у_в прочности металла на разрыв. Тогда

Т_д=ку_в^0,26 (20)

где к = сv^0,2. - постоянная величина

В соответствии с этой зависимостью у_в= f (T) определяем, что нагрев значительно снижает прочность стали на разрыв в интервале от 400 до 723⁰С. Чтобы обезопасить структуру металла от нежелательных фазовых превращений ограничим верхний предел температур Т=600⁰С, тогда для ст. 40Х при Т_н= 400⁰С - у_в= 50кг/мм²; при Т_н= 450⁰С - у_в= 42кг/мм²; при Т_н= 500⁰С. - у_в= 30 кг/мм²; при Т_н= 600⁰С - у_в= 20кг/мм².

Подставив последовательно полученные значения параметров в известную формулу, получим:

(21)

где Т_р - оптимальная температура резания металла; у_вн - прочность на разрыв нагретого металла; у_вх - прочность на разрыв холодного металла.

После логарифмирования данного выражения и подстановки данных получим: при 450⁰ Т_рез =601,7⁰С; при 500⁰ - Т_рез =680,9⁰С; при 600⁰ Т_рез =798⁰С

При обычном резании металла без нагрева заготовки пламенном газовой горелки температура резания зависит только от сопротивления металла резанию и является функцией прочности металла на разрыв и пластических параметров при сдвиговых деформациях.

При резании с нагревом температура в зоне резания значительно возрастает за счет нагрева металла пламенем горелки именно поэтому для реализации комплексного метода обработки необходимо применение охлаждаемого водой инструмента.

Полученные результаты позволяют выбрать оптимальные режимы резания при механической обработке деталей с нагревом.

Определение усилия резания нагретого до температур разупрочнения металла. Проведено сравнительное исследование механической обработки холодным резанием и способом резания с нагревом детали до температур разупрочнения. Исследование проводилось на сталях марок: ст. 45, ст. 40Х и ст.20Х13 на станке 16К20. Материал пластины режущего инструмента Т5К10 Изменялись режимы резания: -глубина резания t- от 0,8 мм до 4,0 мм; -величина продольной подачи S-от 0,28 мм/об до 0,52 мм/об; -частота вращения шпинделя, при n- от 200 мин^-1 до 1600 мин^-1; и температура на глубине срезаемого слоя Т=400 - 550°С.

Исследования составляющих сил резания Р_z и Р_у при точении с нагревом (Т_н=450^оС) и без него показали, что происходящее в результате нагрева разупрочнение верхнего слоя металла приводит к снижению сил резания практически для всех режимов обработки в 1,3-2 раза.

Такое снижение нагрузки на инструмент является существенным резервом повышения точности размеров на 1-2 квалитета при обработке нежестких валов и увеличения подачи и глубины резания, а значит - производительности обработки в 5-7 раз, особенно на черновых операциях.

Из проведенных результатов следует отметить, что при нагреве заготовки до Т = 450-600⁰С усилие резания в три раза меньше, чем усилие резания холодного металла.

Износ режущего инструмента определяется трением скольжения о поверхность обрабатываемой детали режущей и вспомогательной поверхностей инструмента.

За величину сравнительной характеристики был выбран относительный износ задней поверхности напаянных режущих пластин из Т15К10 при холодном резани заготовок диаметром 48 мм и длиной 300 мм из стали 45 (S= 0,28 мм/об, t= 0,8мм , n= 1600 об/мин) без охлаждения СОЖ. Величина hз при холодном точении оказалась равной 1,0 мм при l= 250 мм на длине резания L= 134,57м. Величина относительного износа составила 7,431 мкм/м.

Резание с нагревом проводилось после разогрева заготовки пламенем горелки до температуры на глубине резания в 400⁰ -550⁰С по той же схеме. Величина hз при резании стали 45 с нагревом оказалась равной 180 мкм при l=250 мм на длине резания L=134,57м. при тех же режимах резания и диаметре заготовки. Величина относительного износа составила 1,337 мкм/м.

Известно, если отводить тепло от режущей пластины резца, то стойкость инструмента возрастает. Нами были проведены эксперименты с водо- охлаждаемым резцом. Отвод тепла от грани режущего инструмента за счет внутреннего водяного охлаждения дало снижение относительного износа задней поверхности резца, как при холодном резании, так и при резании с нагревом. Средняя величина относительного износа инструмента по задней поверхности сокращается при холодном резании с 6,137 до 2,558 мкм/м, почти в 3 раза. При резании с нагревом средняя величина относительного износа сокращается с 1,129 до 0,947 мкм/м на 20% при глубине резания 0,8 мм и с 1,233 до 0,998 мкм/м на 22% при глубине резания в 4 мм.

Обработка результатов экспериментов стойкости режущего инструмента позволила определить основные факторы, влияющие на стойкость. Метод тождества размерностей дал следующую зависимость стойкости режущего инструмента при резании с нагревом до температур разупрочнения в снимаемом слое

, (22)

где с - теплоемкость материала режущего инструмента, кал гр /град; Трез -температура резания металла, град; U - постоянная, зависящая от отношения прочности стали инструмента к материалу детали, уинстр /удет; В - постоянная, зависящая от соотношения твердости режущей кромки инструмента к твердости нагретой детали; б - коэффициент температуропроводности через площадку контакта детали с режущим инструментом, в кал/ смІ сек град; Тдет - температура срезаемого слоя детали, в град; ?F- нарастание площадки износа по задней поверхности инструмента за период резания нагретой детали, в смІ; с - удельный вес снимаемого резанием металла, в гр/смі; n-частота вращения шпинделя при резании металла, в об\мин,; S -подача инструмента, в мм\об; t -глубина резания, в мм; L -длина резания, в мм.

Компьютерное моделирование позволило представить результаты расчетов износа режущего инструмента при резании стали с нагревом от режимов резания в виде трехмерных графика. Например, для износа пластины Т5К10 при резании ст. 45 график выглядит так (см. рис. 3):

Рис. 3. Значения h мм при: V = 18 - 150м/мин ; S = 0,28 - 0,52 мм/об; t = 4мм; Tдет = 400°С

С целью сравнения износостойкости обычного режущего инструмента при резании с нагревом с инструментом, применяемым для точения с пластинами из СТМ, было проведено сравнение стойкости, полученной в результате экспериментов резания с нагревом со стойкостью пластин СТМ по данным рекламных проспектов фирм - изготовителей этого инструмента. В результате был построен график, который наглядно демонстрирует преимущество резания с нагревом резцами из обычных инструментальных материалов

В случае резания с нагревом охлаждение СОЖ не применялось. Верхняя кривая взята из рекламного проспекта фирмы, а вторая - построена по результатам замеров износа задней поверхности резца после резания с нагревом закаленной стали 40Х

В пятой главе приводятся результаты исследования физико-механических свойств металла, обработанного с нагревом и ППД.

Целью исследования изменений физико-механических свойств металла, обработанного резанием с нагревом с последующим пластическим де-формированием нагретой детали являлось выяснение закономерностей разрушения сварного соединения под действием знакопеременных крутящих моментов и влияния характера механической обработки сварного шва (холодное резание либо резание с нагревом) на число циклов испытания шва под нагрузкой Р до момента его разрушения по ГОСТ 25.502 - 79.

Испытаниям подвергали сварные детали, цилиндрические части, которых были изготовлены из одной марки материала, из разных марок стали, шов выполнялся наплавкой той же марки сплава, что у цилиндрических частей и шов выполнялся обычным сварочным низкоуглеродистым электродом. Детали перед испытанием подвергали механической обработке резанием холодным обычным методом и резанием с нагревом срезаемого слоя пламенем горелки. Обработка проводилась с целью удаления с детали валика наплавленного металла и придания детали соосной цилиндрической формы

В ходе экспериментов было обнаружено, что трещины разрушения возникают чаше всего на границах стыка сварного шва и менее прочной ци-линдрической части сварной детали. Для образцов ст.45 +ст.40Х трещины возникали преимущественно по границам более хрупкой ст.40Х.

Разрушение происходило под действием касательных напряжений, возникающих от знакопеременных крутящих моментов при резком торможении правой цилиндрической части детали. У равнопрочных металлов цилиндрических частей трещины возникали в менее прочном сварном шве. Характер излома зависит от физико-механических и структурных свойств материала в сечении разрыва.

Исследование параметров точности обработки поверхности детали с нагревом проводилось при соблюдении условий: термоизолирования. После проведения точения при t = 0,8мм, S = 0,1 мм/об. и n = 350 - 1600 об/мин, нагретых до температур Т = 450⁰С заготовок, получили следующие результаты:

Усредненные значения суммарных погрешностей следующие:

_{i Т=400}⁰ = 55мкм; _{i Т=500}⁰ = 51мкм; _{i Т=600}⁰ = 45мкм

При точении заготовок с глубиной резания t =2мм величины усредненных погрешностей возросли до следующих величин.

_{i Т=400}⁰ = 66мкм; _{i Т=500}⁰ = 58мкм; _{i Т=600}⁰ = 51мкм.

Следует сказать, что в обоих случаях резания суммарные величины погрешностей не выходят за пределы допуска на размер

(23)

Как показали замеры диаметральных размеров детали, обработанной резанием с нагревом, отклонения формы поверхности от цилиндричности, характерные для холодного резания, отсутствовали. У деталей, обработанных ППД нагретой поверхности роликовым накатником, отклонений формы поверхности от цилиндричности также не наблюдалось. Более того, у деталей имевших перед ППД отклонения формы поверхности от цилиндричности, эти отклонения после обработки роликом нагретой поверхности уменьшались.

Из полученных результатов можно сделать следующие практические выводы:

1.Жесткость детали нагретой до температуры 600°С. достаточна для проведения точения с нагревом при увеличении глубины резания в 4 раза.

2.Обработка нагретого металла резанием, совмещенная с ППД нагретой поверхности позволят получить более точные детали по сравнению с «холодным» точением.

Исследование шероховатости поверхностей обработанных холодным резанием и резанием с нагревом детали внешним тепловым источником, про-водили под бинокулярным микроскопом. По результатам замеров шероховатости были построены графики зависимостей Rа=f(V) при S=const и t= const для ряда сталей: ст.45; ст.40Х; ст.20Х13; ст. 15ХМ и ст. Х12Ф1.

Сравнение графиков позволяет утверждать, что, в результате резания с нагревом шероховатость обработанной поверхности на черновом этапе проходным упорным резцом близка к шероховатости чистового точения. Для всех исследуемых сталей шероховатость снижается в 2,5 - 3 раза (с 6 - 5 мкм до 3,2 -2,0 мкм). Все анализируемые зависимости Rа= f(V) при S= const и t= const имеют графики с идентичными кривыми.

Теория поверхностного пластического деформирования холодного металла создана отечественными учеными: Смелянским В. М., Балтером М. А., Богатовым А.А., Маркусом Л. И., Папшевым Д.Д и др. Метод улучшения поверхности нашел себе применение при металлообработке во всех отраслях промышленности.

Анализ публикаций дал возможность автору убедиться в отсутствии работ по ППД нагретой до температур 450 - 550°С детали.

ППД - это обработка деталей давлением (без снятия стружки), при которой пластически деформируется только тонкий поверхностный слой детали

При обработке роликовым накатником длина дуги поверхности ролика, контактирующей с вершинами шероховатости, может быть найдена по формуле:

L=, (24)

где: R-радиус давящего ролика, мм; Rz - шероховатость поверхности детали, мм; сos б =.

Подставим все величины в формулу (24) и решив найденную зависимость, умножим данную величину на длину ролика получим площадь распространения усилия давления ролика при накатывании на вершины шероховатости до полного их смятия. F =L x l

Рассчитаем усилие давления ролика по формуле, учитывающей смятие материала

, (25)

где: у- предел текучести материала обрабатываемой детали, кг/мм; F- площадь контакта ролика с нагретой поверхностью детали, мм; Е - модули упругости разогретого и холодного металла соответственно.

Прочность металла и модуль упругости в зависимости от температуры нагрева имеют тенденция к уменьшению. При расчете усилия давления для давящего охлаждаемого водой ролика с Т = 20єC принимаем Е 10= 215, а для нагретого материала детали до Т= 750єC принимаем Е 10= 130. Тогда усилие, приложенное к ролику, будет равно кг (515 Н)

...