Инженерия поверхностей деталей машин, подвергаемых механической обработке

Размещено на http://www.allbest.ru/

УДК 621.91

ИНЖЕНЕРИЯ ПОВЕРХНОСТЕЙ ДЕТАЛЕЙ МАШИН, ПОДВЕРГАЕМЫХ МЕХАНИЧЕСКОЙ ОБРАБОТКЕ

С.Г. Бишутин,

О.Н. Федонин

Представлены математические зависимости для расчета функциональных параметров качества поверхностей деталей машин, подвергаемых лезвийной и абразивной обработке.

При изготовлении машин одной из основных задач является обеспечение требуемого сочетания эксплуатационных свойств узлов и деталей.

Обеспечить требуемое сочетание эксплуатационных свойств деталей или параметров качества их поверхностных слоев можно путем использования эмпирических зависимостей, полученных методами планирования эксперимента, или на основе теоретических (аналитических) зависимостей [1,2], полученных описанием физической картины процесса резания.

Так как все лезвийные инструменты имеют две и более режущие кромки (главные и вспомогательные) с определенным радиусом скругления и переходный участок, выполненный по определенному радиусу вершины лезвия rВ, физическая суть процессов, протекающих в зоне резания, одна и та же, отличаются только их количественные параметры. Поэтому аналитические модели, полученные на основе физической картины процесса, могут быть достаточно универсальны и применимы сразу для нескольких методов лезвийной обработки.

Для аналитического описания процесса формирования качества поверхностного слоя деталей необходимо выявить основные факторы, определяющие те или иные характеристики качества поверхностного слоя, и описать их воздействие математически, с учетом основных физико-механических свойств материалов данных деталей. В зоне резания одновременно протекают процессы деформации материала, приводящие к увеличению плотности дислокаций и упрочнению, и тепловые процессы, приводящие к снижению плотности дислокаций, а следовательно, к разупрочнению. Кроме того, деформация материала происходит в стесненных условиях. Все это приводит к изменению механических свойств материала заготовки (т и сдв), зависящих от температуры, скорости и условий деформации.

На образование шероховатости детали при лезвийной обработке влияют следующие факторы: геометрия рабочей части инструмента и кинематика его рабочего движения; колебание инструмента относительно обрабатываемой поверхности; упругие и пластические деформации обрабатываемого материала в зоне контакта с рабочим инструментом; шероховатость рабочей части инструмента; наростообразование и адгезионные явления в зоне резания.

Так как первые четыре фактора обусловливают образование систематической составляющей профиля шероховатости, а пятый - случайной составляющей, определяющей разброс и дисперсию параметров шероховатости, уравнение для расчета высоты неровностей профиля по десяти точкам Rz будет иметь вид

,

где h1 - составляющая профиля шероховатости, обусловленная геометрией и кинематикой перемещения рабочей части инструмента; h2 - составляющая, обусловленная колебаниями инструмента; h3 - составляющая, обусловленная пластическими деформациями в зоне контакта инструмента и заготовки (пластическим оттеснением материала режущей кромкой); h4 - составляющая, обусловленная шероховатость рабочей поверхности инструмента; h5 - составляющая, обусловленная биением зубьев многоцелевого инструмента (фрезы).

Составляющая профиля шероховатости h3 определяется толщиной пластически оттесняемого слоя Н, которая может быть определена по зависимости

,

где - радиус скругления режущей кромки инструмента; сдв, т - соответственно предел прочности на сдвиг и предел текучести материала заготовки.

Экспериментальные исследования т, сдв показывают, что для условий свободного резания т=т0(0,10,35), сдв=сдв0(0,551,4), а для условий несвободного резания т=т0(0,151,16), сдв=сдв0(0,773,0).

Уменьшение т по сравнению с т0 исходного материала можно объяснить преимущественным влиянием теплового фактора, приводящего к разупрочнению.

Увеличение сдв материала срезаемого слоя по сравнению с сдв0 исходного материала можно объяснить тем, что наличие опережающей зоны деформации приводит к интенсивному росту плотности дислокаций вблизи зоны сдвига, а следовательно, и к упрочнению материала.

Существенное увеличение сдв при несвободном резании по отношению к свободному объясняется тем, что в условиях несвободного резания слои материала от главной режущей кромки, радиусной вершинной части лезвия и вспомогательной режущей кромки наталкиваются друг на друга при их движении по соответствующим плоскостям сдвига, т.е. происходит «самозаклинивание» слоев материала корневой зоны стружки.

Изменение свойств материала заготовки в зоне резания влияет и на коэффициент упрочнения материала поверхностного слоя детали. Таким образом, уравнение для расчета коэффициента упрочнения материала для точения имеет вид

,

где то - предел текучести материала в исходном состоянии; т, сдв - предел текучести и напряжение сдвига материала в зоне резания; с - коэффициент стеснения материала (с = 2,87); n - коэффициент, зависящий от марки материала; - радиус скругления режущей кромки; h3 - ширина ленточки износа по задней поверхности; rв - радиус вершины резца; Rz - высота профиля шероховатости по десяти точкам.

Данная зависимость связывает геометрию инструмента, механические свойства материала заготовки до и в процессе обработки и параметр качества поверхностного слоя детали и может быть использована для прогнозирования результатов обработки при точении.

Для определения фактических значений механических свойств материала заготовки в зоне резания можно использовать эмпирические зависимости, учитывающие условия резания:

,

,

где b - ширина среза (0,5 - 1,5 мм); а - толщина среза (0,1 - 0,3 мм); V - скорость резания (80 - 120 м/мин); с - радиус скругления режущей кромки лезвия (30 - 60 мкм).

Особенности абразивной обработки обусловливают необходимость иного подхода к прогнозированию функциональных параметров качества обработанных поверхностей деталей.

На основе анализа распределения по высоте профиля неровностей его впадин, образованных вершинами зерен, и кинематики перемещений инструмента относительно заготовки были получены соотношения между параметрами шероховатости поверхности. Для шлифования периферией круга они имеют следующий вид [3]:

где Rmax, Ra, Rz, S, Sm - высотные и шаговые параметры шероховатости по ГОСТ 2789-73; Rp, Rv - расстояние от средней линии соответственно до линий выступов и впадин профиля неровностей.

Максимальную высоту неровностей профиля можно рассчитать по уравнению

где С, k, n, f - расчетные коэффициенты; 0 - начальный радиус скругления вершин зерен после правки.

При шлифовании периферией круга С= 31,6; k= - 0,25; n= - 0,5; f = 0,75;

; ,

где А = Dк - для плоского шлифования периферией круга; А=DзDк/(DзDк) - для круглого наружного (+) и внутреннего (-) шлифования периферией круга; Vк - скорость вращения шлифовального круга, Vз - скорость вращения (перемещения) заготовки; Dк, Dз - соответственно диаметры шлифовального круга и заготовки; N - зернистость инструмента; V - объемное содержание зерен в круге; q - коэффициент, учитывающий многовершинность зерна; kв - расчетный коэффициент, учитывающий влияние вибраций в технологической системе; Lб - значение базовой длины; Fc(tф) - доля вершин зерен круга, расположенных в его поверхностном слое толщиной, равной фактической глубине шлифования tф (определяется характеристиками шлифовального круга, условиями и режимами его правки) ; Н - величина, учитывающая многократное взаимодействие рассматриваемого участка поверхности заготовки со шлифовальным кругом: деталь лезвийный абразивный резание

- для круглого наружного и внутреннего шлифования периферией круга методом продольной подачи

;

- для плоского шлифования периферией круга на станках с прямоугольным столом

;

- для круглого наружного и внутреннего шлифования периферией круга методом поперечной подачи (врезное шлифование)

.

Здесь В - высота шлифовального круга; kL - часть высоты шлифовального круга, контактирующая в ходе обработки с заготовкой; Vs - скорость стола станка; Vп - продольная подача стола плоскошлифовального станка; ki - расчетный коэффициент, учитывающий процесс съема металла на этапе выхаживания из-за упругости технологической системы.

На режимах чистового и тонкого шлифования, когда абразивные зерна круга работают преимущественно в режиме затупления, необходимо корректировать значение Rmaxн с учетом линейного износа u шлифовального круга в соответствии с зависимостью

где ks1, ks2 - коэффициенты, учитывающие неравномерность распределения вершин зерен по глубине рабочей поверхности шлифовального круга (когда распределение вершин зерен по глубине рабочей поверхности инструмента мало отличается от равномерного и при u=0, ks1=ks2=1); ; Fс(tф), Fс/(tф) - доля вершин зерен круга, расположенных в его поверхностном слое толщиной, равной соответственно tф и tф+ u; и - коэффициент, учитывающий изменения вероятности попадания вершин зерен в процессе шлифования на ранее срезанные участки металла вследствие износа инструмента; Rmaxн - максимальная высота неровностей профиля при u = 0.

здесь uкр - величина линейного износа инструмента, при которой начинается его самозатачивание; - радиус скругления вершин зерен круга.

На основе дифференциального уравнения Г.Б. Лурье [4], описывающего изменение упругих отжатий (натяга) в технологической системе во времени, было получено уравнение для расчета макроотклонения Hmax обрабатываемой поверхности при различных методах шлифования.

,

где Yomax, Yomin - соответственно максимальный и минимальный натяги в технологической системе при установившемся процессе шлифования, обусловленные переменной жесткостью технологической системы (jc [ jc min; jc max])по длине обрабатываемой поверхности или по углу ее поворота, а также изменением силы резания при выходе части шлифовального круга за пределы поверхности заготовки в процессе ее обработки (Yomax=Ру/ jc min; Yomin=Ру/ jc max); ke = tмв /Y0 - для шлифования методом поперечной подачи; tм - минутная поперечная подача; ke = tфI/Y0 - для шлифования методом продольной подачи (I - число выхаживающих ходов круга); kemax, kemin - максимальное и минимальное значения величины ke.

Если исходить из того, что волнограмма шлифованной поверхности является результатом наложения траекторий перемещений рабочей поверхности шлифовального круга относительно заготовки при многократном контактировании абразивного инструмента с рассматриваемым сечением обрабатываемой поверхности, то уравнение для расчета Wmax будет иметь вид

где kw - коэффициент пропорциональности (при расчете по данной формуле средней высоты волн Wz и высоты сглаживания волнистости Wp значение kw следует принять соответственно равным 0,85 и 0,5); H1, H2, H3 - составляющие высоты волнистости, обусловленные соответственно неоднородностью исходного состояния поверхностного слоя, биением периферийной поверхности шлифовального круга относительно обрабатываемой поверхности, наличием впадин на рабочей поверхности прерывистого шлифовального круга [5]; б - показатель степени в формуле корреляционной функции профиля волнистости поверхности, сформированной в начале процесса обработки; в - показатель степени в формуле корреляционной функции профиля конечной волнистости поверхности (в=f(nк, ki)); nк - число контактов шлифовального круга с рассматриваемым сечением обрабатываемой поверхности; ki - расчетный коэффициент, учитывающий процесс съема металла на этапе выхаживания.

Известно, что физико-механические параметры качества поверхностного слоя, влияющие на эксплуатационные свойства деталей, формируются под действием силового и температурного факторов процесса обработки. Однако влияние последнего стараются свести к минимуму или, по крайней мере, ограничить из-за возможности появления прижогов на обрабатываемой поверхности. В этих условиях степень упрочнения Uн поверхностного слоя может быть выражена через такой параметр, как накопленная степень деформации сдвига Гoi материала поверхностного слоя:

,

где k - отношение микротвердости поверхностного слоя заготовки после шлифования к исходной микротвердости поверхностного слоя; ут - предел текучести материала заготовки; Гoi(у) - накопленная степень деформации сдвига материала поверхностного слоя как функция глубины его залегания у [3]; С, n - коэффициенты, связывающие величину Гoi с интенсивностью напряжений i; Гн - начальная накопленная интенсивность деформации сдвига; kтм= i()/i(20C); i(), i(20C) - интенсивность напряжений в обрабатываемом материале соответственно при рассматриваемой температуре и при 20C (значения можно определить на основе результатов исследований А.В. Якимова [6]).

Остаточные напряжения I рода в приповерхностном слое металла, обработанного в условиях бесприжогового шлифования, целесообразно оценивать, используя известную теорему Г. Генки о разгрузке. В соответствии с этой теоремой, чтобы вычислить остаточные напряжения уI в пластически деформированном теле после снятия нагрузки, надо напряжения уп, которые имелись в теле при пластической деформации перед разгрузкой, алгебраически сложить с упругими напряжениями ур, которые могли бы возникнуть под действием внешней нагрузки противоположного знака. Причем эта внешняя нагрузка равна по величине, но обратна по знаку силе, вызывающей в рассматриваемом объеме поверхностного слоя пластические деформации [7]. Таким образом, с учетом температурного фактора процесса шлифования интенсивность остаточных напряжений I рода можно определить по формуле

где тн - интенсивность остаточных напряжений, возникающих от неравномерного нагревания поверхностных слоев заготовки в процессе обработки.

Путем преобразования этого уравнения в конечном итоге можно получить

где уi(Гoi) - интенсивность напряжений в рассматриваемом объеме поверхностного слоя перед разгрузкой как функция величины Гoi; с* - плотность металла; c1 - удельная теплоемкость обрабатываемого металла; kтр - коэффициент, учитывающий увеличение остаточных напряжений от теплового фактора вследствие трения вершин зерен о металл.

Из последней формулы следует, что при доминировании силового фактора процесса обработки над температурным (при утн < уi (Г0i) - ут) в поверхностном слое формируются сжимающие остаточные напряжения I рода, в противном случае - аналогичные растягивающие напряжения.

Представленные результаты исследований позволили создать оригинальные методики по выбору условий механической обработки, обеспечивающих требуемую совокупность значений функциональных параметров качества поверхностного слоя с учетом всего комплекса взаимозависимых параметров процессов лезвийной и абразивной обработки.

Список литературы

1. Суслов, А.Г. Качество поверхностного слоя деталей машин/ А.Г. Суслов. - М.: Машиностроение, 2000. - 320с.

2. Федонин, О.Н. Инженерия поверхности детали с позиции ее коррозионной стойкости/О.Н.Федонин// Инженерный журнал: справочник: прил. - 2001. - №10. - С.17-19.

3. Бишутин, С.Г. Обеспечение требуемой совокупности параметров качества поверхностных слоев деталей при шлифовании/ С.Г. Бишутин. - М.: Машиностроение-1, 2004. - 144с.

4. Лурье, Г.Б. Прогрессивные методы круглого шлифования/ Г.Б. Лурье. - Л.: Машиностроение, 1984. - 151с.

5. Суслов, А.Г. Технологическое обеспечение параметров состояния поверхностного слоя деталей/ А.Г.Суслов. - М.: Машиностроение, 1987. - 208с.

6. Якимов, А.В. Алмазно-абразивная обработка фасонных поверхностей/ А.В. Якимов. - М.: Машиностроение, 1984. - 312с.

7. Смелянский, В.М. Механика упрочнения деталей поверхностным пластическим деформированием/ В.М. Смелянский. - М.: Машиностроение, 2002. - 300с.

Размещено на Allbest.ru