Шлифабразив» (г. Волжский, 2009 г.)

Министерство образования и науки РФ
Волгоградский государственный архитектурно-строительный
университет
УДК 621.92 061.62
ББК 34.637
П 84
Волжский институт строительства и технологий (филиал)
Волгоградского государственного архитектурно-строительного
университета
ПРОЦЕССЫ АБРАЗИВНОЙ ОБРАБОТКИ,
АБРАЗИВНЫЕ ИНСТРУМЕНТЫ
И МАТЕРИАЛЫ
Шлифабразив-2009
П 84
Сборник статей
Международной научно-технической конференции
Процессы абразивной обработки, абразивные инструменты и материалы. Шлифабразив-2009 : сб. статей Междунар. науч.-технич. конфер. / под общ. ред.
В.М. Шумячера ; Волгогр. гос. архит.-строит. ун-т ;
ВИСТех (филиал) ВолгГАСУ. – Волгоград : ВолгГАСУ,
2010. – 179 с.
ISBN 978-5-98276-359-4
Сборник посвящен проблемам производства и эксплуатации абразивного инструмента, разработки и применения
СОТС, автоматизации и контроля качества технологических
процессов. В него вошли работы, выполненные в различных
организациях, отражающие перспективные направления инструментальной и обрабатывающей промышленности.
Статьи публикуются в авторской редакции.
Под общей редакцией доктора технических наук, профессора
В.М. Шумячера
УДК 621.92 061.62
ББК 34.637
ISBN 978-5-98276-359-4
 Государственное образовательное
учреждение высшего профессионального
образования «Волгоградский государственный
архитектурно-строительный университет», 2010
 Волжский институт строительства
и технологий (филиал) ВолгГАСУ, 2010
Волгоград 2010
2
ШЛИФАБРАЗИВ – 2009
ШЛИФАБРАЗИВ – 2009
Организационный комитет конференции:
1. Воронин И. Н. – Глава администрации городского округа – г. Волжский
Волгоградской области (г. Волжский, Россия)
2. Шумячер В. М.– д.т.н., проф., директор (ВИСТех, г. Волжский, Россия)
3. Бабичев А. П. – д.т.н., проф., зав. кафедрой (СГТУ, г. Саратов, Россия)
4. Барон Ю. М. – д.т.н., проф., (Санкт-Петерб. ТУ, г. Санкт-Петербург,
Россия)
5. Бржозовский Б. М. – д.т.н., проф., зав. кафедрой (СГТУ, г. Саратов,
Россия)
6. Грабченко А. И. – д.т.н., проф., зав. кафедрой (ХГПУ, г. Харьков, Украина)
7. Емелюшин А. Н. – д.т.н., проф. (МГТУ, г. Магнитогорск)
8. Зубарев Ю. М. – д.т.н., ректор проф., (Санкт-Петерб. институт машиностроения, г. Санкт-Петербург, Россия)
9. Калашников С. Ю.– д.т.н., проф., ректор (ВолгГАСУ, г. Волгоград, Россия)
10. Королев А. В. – д.т.н., проф., зав. кафедрой (СГТУ, г. Саратов, Россия)
11. Кольцов В. П. – д.т.н., проф., зав.кафедрой (Иркутский ТУ, г. Иркутск,
Россия)
12. Костров С. В. – ген. директор (ОАО «Волжский абразивный завод»,
г. Волжский, Россия)
13. Киселев Е. С. – д.т.н., проф. (УлГТУ, г. Ульяновск, Россия)
14. Надеева И. В. – к.ф.-м.н., доцент, зам. директора по научной работе
(ВИСТех, г. Волжский, Россия)
15. Полянчиков Ю. Н. – д.т.н., проф., зав. кафедрой (ВолгТУ, г. Волгоград,
Россия
16. Пушкарев О. И. – д.т.н., проф., зав. кафедрой (ВИСТех, г. Волжский,
Россия)
17. Старков В. К. – д.т.н., проф. (Мосстанкин, г. Москва, Россия)
18. Степанов Ю. С. – д.т.н., проф., проректор (ОрелГТУ, г. Орел, Россия)
19. Тамаркин М. А. – д.т.н., проф., зав. кафедрой (ДГТУ, г. Ростов-наДону, Россия)
20. Худобин Л. В. – д.т.н., проф. (УлГТУ, г. Ульяновск, Россия)
Международная
научно-техническая конференция
Волжский
Пенза
Волгоград
Пермь
Магнитогорск
Ростов-на-Дону
Курган
Рыбница
Орск
Ульяновск
Одесса
Челябинск
Организаторы:
 Министерство образования и науки Российской Федерации
 Администрация городского округа – г. Волжский
 Международный научно-технический комитет абразивных технологий
в России
 ОАО «Волжский абразивный завод»
 Волгоградский государственный архитектурно-строительный
университет
 Волжский институт строительства и технологий (филиал) ВолгГАСУ
 Донской государственный технический университет
 ОАО «Роствертол»
3
4
СЕКЦИЯ 1. АБРАЗИВНЫЕ ТЕХНОЛОГИИ.
МЕЖДУНАРОДНЫЙ НАУЧНО-ТЕХНИЧЕСКИЙ КОМИТЕТ
АБРАЗИВНЫХ ТЕХНОЛОГИЙ В РОССИИ (INTERNATIONAL
COMMITTEE ON ABRASIVE TECHNOLOGY) (ICAT)
1.1. ОБ ОСНОВНЫХ НАПРАВЛЕНИЯХ ДЕЯТЕЛЬНОСТИ
КОМИТЕТА ICAT
В. М. Шумячер
(Волжский институт строительства и технологий (филиал) ВолгГАСУ,
г. Волжский, Россия)
Создание Международного комитета абразивных технологий (ICAТ)
главной своей целью имело консолидировать усилия ученых в области совершенствования и повышения эффективности технологий производства и
эксплуатации абразивного инструмента. Период времени с 1990 года характеризуется прекращением функционирования ряда отраслевых научноисследовательских институтов: ВНИИАШ, ВНИИ-Алмаз, ВНИИ-инструмент, обеспечивавших на должном уровне проведение НИР и ОКР в области создания и эксплуатации абразивных инструментов, разработке новых
технологий производства абразивных материалов, конструирования оборудования для абразивной отрасли страны. Существование государственных
программ развития станкоинструментальной промышленности позволяло
поддерживать требуемое качество продукции, целеноправленно проводить
модернизацию действующих машиностроительных заводов.
Вполне очевидно, что развитие промышленного производства требует постоянного совершенствования технологий и оборудования для механической и, в частности, абразивной обработки. В создавшейся обстановке необходимо объединить усилия ученых конструкторов для создания
5
новых абразивных инструментов, материалов, технологий, оборудования
предприятий абразивной отрасли.
Следует отметить, что работы в данном направлении не прекратились, благодаря усилиям ученых вузов России: Донского государственного технического университета, Саратовского государственного технического университета, Южно-Уральского технического университета, Пензенского государственного технического университета, Ульяновского государственного технического университета, Санкт-Петербург-ского государственного технического университета, Пермского государственного
технического университета, Иркутского государственного технического
университета, Волжского института строительства и технологий и ряда
других университетов. Объединение ученых научных учреждений при
решении серьезных проблем в области технологий производства и эксплуатации абразивных инструментов в конечном итоге позволит снизить
зависимость металлообрабатывающей промышленности от импорта, что
послужит укреплению экономической безопасности страны, создаст условия для развития собственной инструментальной промышленности.
Являясь коллегиальным органом, ICAТ предусматривает объединение усилий ученых в следующих направлениях:
- разработка новых низкоэнергетических методов производства абразивных материалов;
- создание высокоэффективных технологий производства абразивного инструмента для обработки композитов на основе углепластиков,
сложнолегированных сталей и сплавов на основе ванадия, вольфрама,
гафния, металлополимеров, кварца, строительных материалов, жаропрочных коррозионностойких сплавов, резин, пластмасс, цветных металлов;
- разработка новых полимерных связок для абразивного инструмента;
- создание оборудования для производства высокоструктурных абразивных инструментов;
- разработка научных основ создания смазочно-охлаждающих технологических сред, совершенствование техники их применения;
- разработка новых видов абразивной обработки материалов для нужд
авиационной, автомобильной, кораблестроительной промышленностей;
- разработка системы контроля качества абразивного инструмента и
материалов.
На наш взгляд еще одной из задач, стоящей перед ICAТ, является
разработка программы развития абразивной отрасли России.
К направлениям деятельности ICAТ следует отнести проведение
специализированных научно-практических конференций, а также учреждение печатного органа, посвященного вопросам производства и эксплуатации абразивного инструмента, применений СОТС. Решение обозначенных проблем послужит делу укрепления промышленности и ее конкурентоспособности на мировом рынке, обеспечит инновационное развитие
экономики.
6
1.2. СОСТОЯНИЕ И ПЕРСПЕКТИВЫ РАЗВИТИЯ
ПРОИЗВОДСТВА И ЭКСПЛУАТАЦИИ
АБРАЗИВНО-АЛМАЗНЫХ ИНСТРУМЕНТОВ В РФ
В. М. Шумячер, Т. Н. Орлова, А. В. Славин
(Волжский институт строительства и технологий (филиал) ВолгГАСУ,
г. Волжский, Россия)
Процессы абразивной обработки применяются при производстве
высокоточных деталей подшипников, двигателей. Обработка высокоточных деталей невозможна без применения микропорошков абразива, галтовочных тел, абразивной шкурки. На этом основании объем и номенклатура абразивного инструмента, потребляемого обрабатывающей промышленностью, являются индикатором ее состояния. В 2007 году в РФ объем
выпушенной продукции составил ~ 60420 тонн на сумму 3089 млн. рублей
при средней стоимости килограмма продукции 51,1 рубля, что составляет
~ 37,8 % от уровня 1990 года, 276 % от уровня 1998 года и находится на
уровне производства в СССР в 1953 – 1955 годах.
В Россию в 2008 году импортировано 4500 тонн абразивного инструмента на сумму 13,9 млн. долларов США, в том числе 650,8 тонн на
сумму 2255 тыс. долларов для черной металлургии. АвтоВАЗ приобрел за
рубежом 65,1 тонну абразивного инструмента на сумму 2255 тыс. долларов. Для обработки стекла и камня из-за рубежа ввезено 674 тонны абразивного инструмента на сумму 1317 тыс. долларов. Объем импорта заготовочных тел – 109,9 тонн на сумму 207,0 тыс. долларов. Отрезные и зачистные круги для ручных электроинструментов составили 180,5 тонн на
сумму 490,6 тыс. долларов в количестве ~ 2,5 ÷ 3 млн. штук, что соответствует 1-1,5 % от объема их производства в РФ.
Потребность в шлифшкурке на тканевой основе обеспечивается
отечественной промышленностью приблизительно на 75 %, а на бумажной основе ~ на 10 %, т.е. полностью зависит от импорта.
Производство шлифовальных материалов из электрокорунда белого
и карбида кремния составляет 60 % и 80 % от объема 1990 года. Отсутствие мощностей по подготовке сырья бокситов к плавке привело к прекращению выпуска электрокорунда нормального. Электрокорунд нормальный для производства инструмента на бакелитовой и вулканитовой
связках, а также шлифшкурка импортируется из Китая и Украины в объеме 60 тыс. тонн в год.
Причины такого состояния абразивной отрасли объясняются отсутствием научно-технического задела в технологии производства инструмента и материалов, обусловленного ликвидацией отраслевой науки.
Практическая ликвидация производства отечественного оборудования для шлифования, доводки, хонингования и суперфиниширования не
стимулирует разработку новых видов абразивного инструмента. Рост
7
стоимости электроэнергии при повышении цены на сырье: техуглерод,
обогащенный песок SiO2, бокситы резко снижает рентабельность производства абразивных материалов и инструментов.
Обострилась проблема подготовки инженерных и рабочих кадров
для абразивной отрасли в учебных заведениях РФ.
В ряде вузов России продолжаются работы по созданию новых высокоэффективных абразивных инструментов и материалов, реализуется
подготовка научных кадров для абразивной отрасли, проводятся научнотехнические конференции по абразивной тематике, теории и практике обработки.
С 1995 года в составе Волжского института строительства и технологий (ВИСТех) (филиал) Волгоградского государственного архитектурно-строительного университета функционирует Волжский научноисследовательский институт абразивов и шлифования.
Создана и успешно функционирует научная школа по технологии
производства и эксплуатации абразивного инструмента. Подготовлено
более 20 кандидатов и 4 доктора наук. Проведено 12 ежегодных научнотехнических конференций «Шлифабразив». Разработки ВИСТех в области
новых видов абразивных инструментов защищены патентами и удостоены
золотых, серебряных, бронзовых медалей на Международных выставках в
Женеве, Сеуле, Париже в период с 2004 по 2009 годы.
К числу перспективных направлений исследований, которые обеспечат прорыв в технологии производства и эксплуатации абразивного инструмента, можно отнести:
- разработку методов получения абразивных материалов, основанных на химическом газофазном осаждении (ГФО);
- модификация поверхности абразивных частиц за счет пленочных
покрытий, изменяющих кардинально их физико-механические свойства;
- создание низкотемпературных связок для абразивного инструмента, в том числе, из полимеров;
- разработку технологий изготовления абразивного инструмента,
базирующихся на принципах физико-химической механики материалов,
сочетающих вибрацию и физико-химическое управление процессами контактного взаимодействия дисперсных частиц;
- совершенствование техники подвода и очистки СОЖ, а также
утилизацию отходов производства;
- производство новых видов оборудования для производства абразивного инструмента: смесительного, формообразующего, контрольного.
Реализация обозначенных направлений деятельности позволит повысить эффективность технологий производства и эксплуатации абразивного инструмента, а, следовательно, поднять эффективность машиностроительного комплекса России.
8
1.3. ТЕХНИКО-ЭКОНОМИЧЕСКИЙ АНАЛИЗ ИЗГОТОВЛЕНИЯ
СПЕЦИАЛЬНЫХ АБРАЗИВНЫХ ИНСТРУМЕНТОВ
В ЛАБОРАТОРНЫХ УСЛОВИЯХ
Ю. С. Багайсков
(Волжский институт строительства и технологий (филиал) ВолгГАСУ,
г. Волжский, Россия)
Современное производство абразивных инструментов предполагает
в основном как минимум серийный подход. Объем изделий в партии даже
средних габаритов исчисляется сотнями и тысячами штук. Используется
поточный метод производства. Степень механизации всех основных операций: подготовка сырья, смешивание формовочных масс, прессование,
сушка, обжиг и механическая обработка заготовок достаточно велика,
привлечены различные виды транспортирующих устройств. Поэтому минимальный цикл производства, даже при использовании для обжига инструментов на керамической связке туннельной печи, составляет 7 – 8 суток.
Такая картина характерна, конечно, для организации производства
наиболее серийных абразивных инструментов стандартных типоразмеров
и характеристик. В случае изготовления специальных инструментов ситуация меняется. В этом случае технологический процесс характеризуется
повышенной трудоемкостью, необходимы затраты времени и организационные корректировки на подготовку дополнительной формовочной оснастки, переналадку прессового оборудования, возможно, и станков для механической обработки. Необходимо использовать более квалифицированный персонал. При этом, как правило, размер партий таких инструментов
невелик, что в совокупности, даже при плановом повышении цен на 15 –
20 %, приводит к невысокой рентабельности, срок изготовления увеличивается в 2 – 3 раза. Расчетная величина минимальных партий специальных
инструментов средних размеров (при нулевой прибыли) может составлять
от 15 – 20 штук, хотя фактически она бывает равной 50-60 штук, исходя из
минимального замеса формовочных масс (150-200кг) и размеров сменного
задания. Кроме того, брак может составлять от 15 – 20 % и более, при
плановой величине 3 – 7 %.
Минимальная расчетная партия продукции – это то количество изделий, выше которого становится экономически выгодным её производство, т.е. начинает образовываться прибыль. Известно, что значение минимальной партии продукции определяется как отношение размера фиксированных затрат на производство к разности цены изделия и переменных
затрат. Чем меньше размер фиксированных, т.е. почти постоянных, затрат,
не зависящих от объема партии, и переменных затрат, непосредственно
связанных с масштабом производства, чем выше отпускная цена, тем размер экономически выгодной партии будет ниже.
9
В применение к изготовлению специальных абразивных инструментов, имеющих оригинальные параметры, размеры и рецептурную характеристику, и, как правило, высокие требования к качеству изготовления, это
выглядит как необходимость работать с низкими затратами на разработку
и отладку технологии, возможность использовать только дешевое, низкокачественное сырьё, существенно экономить на энергии, привлекать неквалифицированный персонал, и при этом назначать высокую цену. Даже
в этом случае размер принимаемых к изготовлению партий специальных
инструментов не всегда устраивает заказчиков.
Рассмотрим эффективность изготовления специальных инструментов в несерийном производстве. Это могут быть лабораторные условия
НИИ или ВУЗа, производства малых предприятий (до 50 – 60 чел.). Здесь
имеется возможность существенно снизить минимальную партию изделий, буквально до нескольких штук, т.к. можно применить смесители малых объемов. Однако производительность формования из-за отсутствия
достаточной механизации будет в несколько раз меньше. Кроме того, экономически не выгодно проводить обжиг в электрических камерных печах,
которые, как правило, имеются в малых производствах. Механическую
обработку плоскостей инструментов, наиболее трудоемкую операцию,
приходится проводить алмазным инструментом, что обеспечивает высокое качество поверхности и точность параметров, но не производительно
и не экономично. Положительным является возможность существенно
снизить накладные, в т.ч. фиксированные, затраты.
В конечном итоге, даже при достаточной оперативности, срок изготовления специальных инструментов в условиях малых производств будет
не меньше, чем в серийном производстве, при достижении высокого качества. Однако, вследствие низкой производительности, несмотря на
меньшие накладные расходы, для обеспечения рентабельности при выпуске партий небольшого объема стоимость таких инструментов всё равно
должна быть на 30 – 70 % выше.
10
СЕКЦИЯ 2. МАТЕРИАЛЫ И ИНСТРУМЕНТЫ
2.1. ОБОСНОВАНИЕ РАЗМЕРОВ ПОР В АБРАЗИВНЫХ
ИНСТРУМЕНТАХ С ТОЧКИ ЗРЕНИЯ ОБЕСПЕЧЕНИЯ ПРОЧНОСТИ
Ю. С. Багайсков
по принципу заклинивания, применяются для инструмента из карбида
кремния.
Для случая разрушения инструмента по материалу связки можно
принять в качестве концентратора напряжений пору, рассматривая ее как
трещину. Тогда представляется возможным установить граничные пределы
по прочности абразивного инструмента, как композита, для размера поры.
Это в особенности необходимо для высокопористых композиций с точки
зрения обоснования размера порообразователя. Такое исследование проводим как из условия воздействия высоких скоростей вращения при шлифовании, так и вследствие наличия у инструментов после изготовления неуравновешенных масс. В обоих случаях возникают значительные динамические нагрузки, влияющие на работоспособность и долговечность инструментов, прежде всего на возможность их разрушения.
Вследствие высоких скоростей вращения абразивных инструментов,
в данном случае, шлифовальных кругов, при эксплуатации возникает напряжение:


0,1V

3   1  1    R0  ,
(1)
4q
 3   Rн 
где  – объемный вес материала; V – окружная скорость; g – ускорение силы
тяжести;  – коэффициент Пуассона (  = 0,2 – 0,3); R0 и Rн – радиусы отверстия и
наружной поверхности.
(Волжский институт строительства и технологий (филиал) ВолгГАСУ,
г. Волжский, Россия)
Материал абразивного инструмента состоит из частиц абразивного
материала, связки и пор, представляет собой дисперсную гетерогенную систему, где абразивные частицы являются наполнителем, связка – матрицей.
Материал связки и частицы абразива имеют в реальности различные
значения коэффициента термического расширения, что вызывает при термической обработке или в зоне контакта при абразивной обработке возникновение остаточных термических напряжений.
В зависимости от величины коэффициента термического расширения, а также от уровня адгезионных или диффузионных свойств связующего разрушение может идти либо по материалу этого связующего, либо
по границе раздела абразивное зерно – связка.
В первом случае адгезионные или даже диффузионные свойства
связки по отношению к абразивному зерну проявляются в значительной
мере. Это связано, прежде всего, с высокой реакционной способностью и
хорошей растекаемостью связки при высокой температуре, зависит от
степени поверхностного натяжения жидкой фазы, характерно для плавящихся керамических связок, применяемых для инструмента из электрокорунда.
Во втором случае прочность самой связки выше, чем прочность ее
связи с поверхностью абразивных зерен. Такое явление свойственно спекающимся керамическим связкам, которые удерживают зерна в основном
11
Для материала абразивных инструментов можно принять  = 0,25.
В таком случае:
V 
R 2 0 
  4,7 1  3
1

0
,
23

.
(2)
q 
R 2 н 
Из уравнения Гриффитса для критического напряжения  длина
трещины С равна:
4Ec
C
,
(3)
 2
Принимаем размер трещины С за диаметр поры dпор в композите
абразивного инструмента (С= dпор).
Подставив выражение (2) в выражение (3) при условии С = dпор,
получим:
Ес q 2
d пор  5,8 10 4 2 4
.
(4)
 V 1  0,23 R02 / Rн2
Данный размер поры является максимально допустимым из условия
прочности абразивного инструмента под воздействием высоких скоростей
вращения.
Видно, что размер пор может быть больше при увеличении модуля
упругости, снижении плотности материала, уменьшении рабочих скоростей и соотношения радиусов отверстия и наружного у инструмента.

12

Центробежную силу, возникающую в абразивном инструменте от наличия неуравновешенной массы, можно записать следующим выражением:
G V2
P 
,
(5)
q Rн
где
G – вес неуравновешенного объема.
Тогда напряжение в рабочем сечении тела инструмента:
G
V2
 
,
q Rн ( Rн  R0 )в
(6)
где в – высота (толщина) тела абразивного инструмента.
Подставив выражение (6) в выражение (3) при условии С=dпор, получим:
Е q 2 Rн2в 2 ( Rн  R0 ) 2
.
(7)
d пор  1,274 с
G V4
Выведенное таким образом выражение относится к максимально допустимому диаметру поры из условия обеспечения прочности абразивного
инструмента под воздействием неуравновешенной массы. Диаметр поры
может иметь большие значения, прежде всего, при минимальном значении
неуравновешенной массы, уменьшении рабочей скорости эксплуатации,
увеличении модуля упругости и размеров сечения тела инструмента.
В результате такого анализа предоставляется возможность планировать пористость абразивных инструментов, в том числе высокоструктурных, и с введенными порообразователями, исходя из заданной характеристики композиционного материала и точности изготовления инструмента, с учетом его геометрических параметров и условий эксплуатации по
скорости шлифования.
состава. Поскольку ферриты наряду с достаточно высокой твердостью
имеют повышенную хрупкость, то совершенно очевидно, что этот фактор
необходимо учитывать для обеспечения качества изделий на конечных
стадиях их производства.
В связи с вышеизложенным проведены исследования поверхностной хрупкости Э и обрабатываемости горячепрессованных марганеццинковых ферритов алмазными порошками марки АСМ5 зернистостью
1/0,5 мкм.
При этом
1
,
(1)
Э  Ay  Апл
где Ау– площадь диаграммы вдавливания, пропорциональная упругой энергии,
накопленной в процессе упругопластического деформирования при микроиндентировании; Апл – площадь диаграммы, пропорциональная работе, необратимо затраченной на пластическое деформирование материала при образовании отпечатка
(рис. 1) [1].
Рис. 1. Диаграмма вдавливания пирамиды Виккерса в поверхность
испытуемого материала: 1 – начало процесса разгрузки; 2 – абсцисса
остаточной глубины отпечатка индентора; 3 – абсцисса глубины
отпечатка индентора под нагрузкой
2.2. ХРУПКИЕ СВОЙСТВА И ОБРАБАТЫВАЕМОСТЬ
ФЕРРИТОВЫХ МАТЕРИАЛОВ ПРИ ДОВОДОЧНЫХ
ОПЕРАЦИЯХ
О. В. Бурлаченко, О. И. Пушкарев, М. Н. Киселева
(Волжский институт строительства и технологий (филиал) ВолгГАСУ,
г. Волжский, Россия)
В современной радиоэлектронике широко применяются ферритовые
магнитные материалы, электрофизические параметры которых в значительной степени предопределяются режимами их физико-технической и
алмазно-абразивной обработки.
При доводке алмазными пастами высокая производительность и качество поверхности достигается подбором рациональных режимов, материалом шлифовальников, паст или суспензий необходимой зернистости и
13
Для испытаний были отобраны образцы марганец-цинковых ферритов, полученные при различных режимах горячего прессования.
Хрупкость ферритов определяли методом непрерывного вдавливания алмазной пирамиды Виккерса с записью диаграммы вдавливания (рис.
1) на микротвердомере. При этом на каждый образец наносили не менее
20 отпечатков в диапазоне нагрузок на индентор 0,01 – 30 Н.
Обрабатываемость ферритов оценивали по их относительной износостойкости на специальной установке (рис. 2) [2]. Она состоит из электродвигателя с планетарным редуктором, на тихоходном валу которого
установлено водило с планшайбой, и откидного кронштейна с патроном.
На передней панели установки крепятся пусковые элементы и микрокаль14
кулятор электронного блока управления. В патрон устанавливаются три
образца 1, закрепленных на одной дуге окружности относительно оси первого и под углом 120°— относительно друг друга. В процессе испытаний
образцы истираются, совершая сложное планетарное движение (60 оборотов в минуту) относительно чугунного притира 2 в присутствии алмазной
суспензии. Их линейный износ измеряется с точностью ±0,1 мкм микрокатором, расположенным на стойке оптиметра. Постоянство положения образцов до и после испытаний достигается совмещением фиксирующей
вилки оптиметра и риски на патроне 4 и применением шарика 3, устанавливаемого в его центре. Все это позволяет контролировать изменение высоты образцов по одной точке, что усредняет результаты экспериментов и
повышает их точность до ±3 % уже при пяти-шести опытах.
состойкости от режимов синтеза носит сложный характер. Наибольшая
износостойкость достигается при скорости охлаждения 285 и 365 град/ч и
давлении прессования 50,0 и 62,5 МПа. Эти режимы могут быть рекомендованы для оптимизации технологии синтеза ферритов.
Рис. 3. Зависимость относительной износостойкости и хрупкости
от технологии синтеза ферритов: 1 – при изменении давления прессования
(скорость охлаждения 700 град/ч, время выдержки под давлением 100 мин,
пористость 0,22 – 0,25 %); 2 – при изменении скорости охлаждения
(давление прессования 62,5 МПа, время выдержки под давлением 60 мин,
пористость 0,18 – 0,20 %)
Зависимость относительной износостойкости ферритов от их хрупкости (рис. 4) носит линейный характер: чем меньше хрупкость, тем
больше износостойкость и ниже обрабатываемость.
Рис. 2. Кинематическая схема экспериментальной установки
и схема измерения линейного износа образцов
Относительную износостойкость рассчитывали по формуле:

И
,
Иэ
(2)
где И, Иэ — линейный износ образцов: испытуемого и принятого за эталон с наименьшей износостойкостью, равной 1 мкм. Коэффициент вариации при расчете
показателей Э и  не превышал 0,04.
Результаты исследования показали (рис. 3), что хрупкость и износостойкость горячепрессованных марганец-цинковых ферритов в значительной мере зависят от режимов синтеза. С увеличением скорости охлаждения и давления прессования хрупкость ферритов возрастает, а затем
падает и стабилизируется на некотором уровне. Наименьшая хрупкость
поверхностных слоев достигается при скорости охлаждения 285 град/час и
давлении прессования 50,0 и 6,25 МПа. Зависимость относительной изно15
Рис. 4. Зависимость относительной износостойкости от хрупкости
ферритов
Таким образом, показатель Э необходимо учитывать при разработке
рациональных режимов доводки ферритов и других высокотвердых и
хрупких материалов.
16
Литература
1. Шумячер В.М., Душко О. В., Пушкарев Д. О. Методология прогнозирования эффективности шлифования высокотвердых керамических материалов по
энергетическому критерию их поверхностной хрупкости // Станки и инструменты.
– 2003. - № 3. – С. 20 – 22.
2. Пушкарев, О. И. Методы и средства контроля физико-механических характеристик абразивных материалов / О. И. Пушкарев, В. М. Шумячер. – Волгоград : ВолгГАСУ, 2004. – 144 с.
циент формы абразивных зерен, используя две проекции. Для учета различной толщины частиц, помимо проекции вида сверху, необходимо учитывать проекцию вида сбоку.
Т.е. для более оптимального определения геометрических параметров зёрен сначала вычисляются коэффициенты Ф1 и Ф2 для каждой из
проекций, затем определяется итоговое значение коэффициента формы Ф
по формуле:
Ф=(n1Ф1+n2Ф2)/2;
(1)
где n1+n2=2; n1= Ф1/ Ф2, если Ф1< Ф2 , иначе n1= 2- Ф2/ Ф1.
2.3. ОПТИМИЗАЦИЯ МАТЕМАТИЧЕСКОЙ МОДЕЛИ
ОПРЕДЕЛЕНИЯ КОЭФФИЦИЕНТА ФОРМЫ ЧАСТИЦ
СЫПУЧИХ МАТЕРИАЛОВ
Наглядно изменение n1 в зависимости от соотношения Ф1/ Ф2 показано на следующем графике (рис. 1):
2n1
Т. П. Субботина, В. А. Назаренко
(Волжский институт строительства и технологий (филиал) ВолгГАСУ,
г. Волжский, Россия)
1,5
Известно, что при классификации на бесситовом виброклассификаторе шлифзерна по номерам зернистости наблюдается повышенное содержание изометричных зерен в готовом продукте. Нами была предпринята попытка изучить причины этого положительного эффекта. Мы предположили, что наряду с достаточно хорошо изученным процессом разделения зерен по размеру идёт и процесс классификации зёрен по форме.
Для разработки количественной оценки формы частиц сыпучих материалов и, в частности, абразивных зерен мы ввели коэффициент Ф.
S
Ф 2
d вп
где S – площадь проекции зерна; dвп – средний диаметр вписанных окружностей.
Таким образом, Ф=1 для зерна в форме куба с ребром единичной
длины. Для абсолютно круглой (сферической) частицы Ф=/40,785. Такие частицы в изолированном режиме на виброплоскости при любых параметрах настройки всегда скатываются вниз. Игольчатые формы зерен
будут иметь Ф>1. Такие частицы движутся вверх.
Для получения математической модели, более точно определяющей
характер распределения частиц по деке при классификации их по форме,
недостаточно учитывать в определении коэффициента формы одну проекцию, как это делалось в ранее выполненных работах, т.к. зерна различной
толщины при одном и том же коэффициенте формы, вычисленном по одной проекции, занимают на поверхности деки не строго определённую
траекторию, а некоторую зону. Установлено, что частицы с наименьшей
толщиной окажутся на самой высокой траектории зоны, а частицы,
имеющие наибольшую толщину, будут располагаться ниже частиц, занимающих средние траектории. Поэтому мы предлагаем вычислять коэффи17
1
0,5
0
0 0,5 1 1,5 2 2,5 3
3,5 4 4,5 5
5,5 6 6,5 7
Ф1/Ф2
Рис. 1. Изменение n1 в зависимости от соотношения Ф1/ Ф2
Если в идеале Ф1 будет равен Ф2, то n1=n2=1, и формула (1) приводится к виду среднего арифметического двух чисел – Ф1 и Ф2. Примеры
получаемого итогового коэффициента Ф по формуле (1) приведены на
следующей диаграмме (рис.2):
Ошибка! Ошибка связи.
Рис. 2. Примеры получаемого итогового коэффициента Ф по формуле (1)
Таким образом, более достоверное, чем ранее, определение геометрических характеристик частиц сыпучих материалов, даёт возможность
получать на бесситовом виброклассификаторе типа ВДК абразивные зерна
«программируемой» формы. Решение этой задачи на сегодняшний день
является весьма актуальным, так как очевидно, что шлифинструмент, изготовленный из классифицированного по форме абразивного зерна, имеет
повышенную конкурентоспособность на рынке и более высокие эксплуатационные характеристики.
18
2.4. ИННОВАЦИОННО-ТЕХНОЛОГИЧЕСКОЕ ОБЕСПЕЧЕНИЕ
СТРУКТУРНЫХ И ПРОЧНОСТНЫХ ХАРАКТЕРИСТИК
ВЫСОКОПОРИСТЫХ АБРАЗИВНЫХ ИНСТРУМЕНТОВ
А. Ф. Крюков, С. А. Крюков, А. Е. Грибач
(Волжский институт строительства и технологий (филиал) ВолгГАСУ,
г. Волжский, Россия)
При шлифовании жаропрочных, титановых, цветных сплавов, а
также нержавеющих, сложнолегированных конструкционных и инструментальных сталей используются высокопористые инструменты, отличающиеся от обычных тем, что имеют в своей структуре специально полученные крупные поры, превышающие естественные по размеру в 1,5 и
более раз, объем которых составляет от 10 до 30 % и более при общей
пористости инструмента 54 – 62% .
Существенным недостатком высокопористых инструментов является недостаточная их прочность. Для повышения прочностных свойств используются: специальная связка, пропитка инструмента органическим
компаундом, бандажирование центрального отверстия круга, армирование
черепка инструмента и ряд других мероприятий.
Однако, проблема создания высокопористых инструментов оптимального строения с повышенной прочностью их черепка остается до сих
пор дл конца нерешенной.
Предлагается инновационно-технологическое обеспечение оптимального строения черепка инструмента решать двумя совместными способами:
- путем введения с основной зернистостью более мелкой, для увеличения числа точечных контактов абразивных зерен между собой;
- введением дополнительного порообразователя, который увеличивает пористость черепка и в момент формования вытесняет с связку с поверхности зерен, концентрирую ее в местах контактов. При этом частицы
порообразователя остаются в черепке инструмента и только в процессе
шлифования удаляются с рабочей поверхности.
Мелкодисперсный абразивный наполнитель, кроме увеличения число контактов между зернами, также армирует мостики связки черепка инструмента. Все это позволяет получать инструменты с заданными твердостью и прочностью при меньшем содержании в них связки.
Известно, что излишки связки, обволакивая поверхность зерен, зерен, уменьшают размеры пор, увеличивают трение при шлифовании и тем
самым значительно ухудшают эксплуатационные показатели инструмента. Только связка, расположенная в местах контакта зерен, участвует в
повышении физико-механических свойств черепка инструмента.
19
Все это позволяет получать инструмент специального строения 6-8
структуры, отличающийся от серийного, и на 10-15% сократить содержание связки в нем.
Связка в абразивную массу вводится в определенных количествах в
зависимости от типа связки, твердости, номера структуры и зернистости
инструмента.
Потребное количество связки VC в рецепте для инновационных инструментов из зерна 24А(25А) на связке К5 и из зерна 63С на связке К10 с
учетом введения в абразивную массу наполнителей рекомендуется определять по следующим формулам:
- для 24А:
VC   N  2  1,25K H  K З  К С ;
- для 63С:
VC   N  2  1,25K H  K З  К С ,
где N – номер структуры инструмента; K H – коэффициент, зависящий от твердости (таблица 1); K З – коэффициент номера зернистости (табл. 2); К С – коэффициент типа связки (табл. 2).
Таблица 1
Числовые значения коэффициента K H
Твердость
KH
М1
0
М2
1
М3
2
СМ1
3
СМ2
4
С1
5
С2
6
СТ1
7
СТ2
8
СТ3
9
Таблица 2
Числовые значения коэффициентов K З и К С
50
12
40 – 32
25 – 16
1
0,9
0,75
0,85 – 0,80
Номер зернистости
KЗ
связка
КС
К5
0,95
10 – 6
0,7
К10
0,8
Главными показателями рабочей поверхности абразивного инструмента являются размер и количество пор, среднее расстояние между зернами, количество этих зерен на рабочей поверхности, число контактов
между зернами (координационное число).
Сравнивая высокопористый инструмент 10-й структуры, изготовленный с применением выгорающих порообразователей и инструмент 8-й
структуры, изготовленный по предлагаемой инновационной технологии,
видно, что эти инструменты незначительно отличаются в части среднего
расстояния между зернами на рабочей поверхности (до 6 %), пористости
(до 8 %). Однако инструмент 10-й структуры в 1,4 – 1,5 раза менее прочен
на разрыв, чем инновационный инструмент 8-й структуры, имеющий на
20 % больше контактов между зернами.
20
Исходя из параметров рабочей поверхности и механической прочности инструментов (табл. 3) можно заключить, что наибольшая производительность может быть достигнута при шлифовании экспериментальным
высокопористым инструментом 8-й структуры при равной теплонапряженности процесса шлифования в сравнении с инструментами 10-й структуры. При этом необходимо еще учитывать и тот факт, что с увеличением
номера структуры увеличивается и объем связки, приходящийся на одно
зерно. Это приводит к увеличению сил резания, затрачиваемых на трение
связки об обрабатываемый материал.
Инновационно-технологическое обеспечение структурно-механических свойств абразивных инструментов позволило получить высокопористый инструмент 8-й структуры путем введения в него невыгорающих
порообразующих наполнителей для увеличения количества и размера пор,
соотносящихся с инструментом 10-ой структуры, а также мелкодисперсного наполнителя для обеспечения требуемой прочности инструмента.
Инновационная разработка исследуемого высокопористого абразивного инструмента защищена двумя патентами на изобретения
№ 2215643 и № 2262434 .
2.5. ВЛИЯНИЕ ФОРМЫ АБРАЗИВНОГО ЗЕРНА
НА ЭКСПЛУАТАЦИОННЫЕ СВОЙСТВА ИНСТРУМЕНТОВ
ДЛЯ ШЛИФОВАНИЯ
Н. В. Байдакова, Т. А. Байдакова
(Волжский институт строительства и технологий (филиал) ВолгГАСУ,
г. Волжский, Россия)
Высокие требования, предъявляемые к точности и шероховатости
наиболее ответственных деталей машин в технологических процессах механической обработки, как правило, обеспечивают на операциях шлифования.
Одна из основных причин снижения эффективности шлифования,
состоит в том, что инструмент изготавливают из шлифовальных зерен с
произвольной формой. В результате многие зерна, из-за неблагоприятной
геометрии их режущих микроклиньев, слабо либо вообще никак не участвуют в совокупном процессе резания. Известны попытки улучшить эту ситуацию для шлифовальных лент путем ориентации зерен их длинной осью
перпендикулярно основе с помощью электростатики. Эффект, как показывает практика, весьма положительный. Но этот подход обеспечивает лишь
частичное решение проблемы, поскольку второй фактор, формирующий
геометрию режущего клина зерна, т.е. его форма, остается неуправляемым.
Задействовав этот фактор и, целенаправленно варьируя им, можно добиться
большего эффекта от использования каждого единичного зерна.
Выявление эффекта формы абразивного зерна имеет чрезвычайно
важное значение для оценки перспективы получения абразивных материа21
лов специального назначения в связи с возможностью классификации
последних не только по крупности, но также и по форме зерен.
В Волжском институте строительства и технологий разработана
технология изготовления абразивного инструмента, позволяющая управлять его эксплуатационными характеристиками на стадии изготовления за
счет углубления процесса классифицирования шлифовального зерна не
только по размеру, но и по форме зерен.
Существующая технология не дает такой возможности, так как она
базируется на выходном параметре абразивного материала – зернистости.
Анализ абразивных материалов, в частности, электрокорунда, показал, что
зерна одной зернистости имеют очень большой разброс по своей форме от изометричной формы до пластинчатой.
К сожалению, при проведении промышленных испытаний невозможно учесть влияние посторонних трудноучитываемых факторов. Полученные результаты как промышленных, так и лабораторных исследований
в большей своей части носят противоречивый характер и не решают вопроса об использовании абразивного зерна, разделенного по форме.
Поэтому на разработанном ВНИИАШ вибросепараторе проведено
классифицирование зерен нормального электрокорунда 13А по форме и в
условиях ОАО «Волжский абразивный завод» изготовлена опытная партия из 150 шлифовальных кругов ПП 1002020.
Абразивное зерно, подготовленное для изготовления опытного инструмента, подвергалось контролю на химический и гранулометрический
состав согласно действующим ГОСТ.
Изготовление экспериментальных кругов, производилось по типовой технологической схеме. В качестве абразивного материала использовалось классифицированное зерно нормального электрокорунда 13А40,
13А50, 13А63, 13А80. Основой связки являлась искусственная формальдегидная смола – порошкообразный пульвербакелит марки Б1 с температурой плавления 105 – 115С и пределом прочности на разрыв Р=13 МПа.
Для обеспечения лучшего и более плотного обволакивания абразивного
зерна связкой добавлялся жидкий бакелит, а также порошкообразный наполнитель – криолит. Формовочная смесь изготовлялась по рецептуре,
соответствующей 6 структуре.
Экспериментальные круги прошли испытания в промышленных условиях, которые показали их полное соответствие требованиям, предъявляемым к этому типу инструмента.
Проведенные испытания показали преимущество шлифовальных
кругов, изготовленных из разделенного по форме зерна (изометричной
формы), полученного при рассеве на виброклассификаторе:
- количество правок уменьшается в 1,5 – 2 раза;
- машинное время уменьшается;
- повышается стойкость абразивного инструмента на 20 – 25 % по
сравнению с обычными (стойкость круга до полного износа увеличивается
в некоторых случаях в 2 раза);
22
- снижается шероховатость обрабатываемой поверхности, что обеспечивает более высокие их эксплуатационные свойства по сравнению с
обычными кругами при достижении одинаковой шероховатости.
Таким образом, проведенное исследование позволяет заключить,
что форма зерна оказывает существенное влияние на эксплуатационные
свойства абразивных инструментов. Дифференцированный подход к реализации преимуществ классифицированного по форме зерна значительно
повысит эффективность процесса шлифования, т.к. мы получим новый,
наиболее однородный по шлифующим свойствам абразивный инструмент
повышенного качества.
Испытания проведены на приборе «Шлиф-2» при истирании диска
и стекла К8 ГОСТ 3514-86 и использованием в качестве средства измерения весов ВЛА-200М ГОСТ 24104-80Е 2кл. Условия испытаний: частота
вращения диска – 57 об/мин; время обработки – 1 мин; подача дистиллированной воды на 1 г шлифматериала – 8 – 15 капель.
Результаты испытаний представлены в табл.1 и на рис. 1, доверительный интервал измерений ±0,0001.
Таблица 1
Режущая способность микрошлифпорошков системы Cr-B-Si
Материал, состав пробы,
мол.%
2.6. ОЦЕНКА РЕЖУЩЕЙ СПОСОБНОСТИ КОМПОЗИТОВ
НА ОСНОВЕ БОРИДОВ ХРОМА
ЭБ24А
CrB2
99CrB2+1CrSi2
97CrB2+3CrSi2
95CrB2+5CrSi2
90CrB2+10CrSi2
80CrB2+20CrSi2
60CrB2+40CrSi2
50CrB2+50CrSi2
99CrB2+1Si
95CrB2+5Si
90CrB2+10Si
80CrB2+20Si
70CrB2+30Si
50CrB2+50Si
И. В. Надеева, Е. В. Гончарова
(Волжский институт строительства и технологий (филиал) ВолгГАСУ,
г. Волжский, Россия)
Повышение эффективности работы абразивной суспензии и качества абразивной обработки является в настоящее время актуальной научной
задачей, имеющей важное прикладное значение. Решение комплексной
научной задачи непрерывно связано с дальнейшим совершенствованием
эксплуатационных показателей абразивной суспензии.
Анализ известных составов паст и суспензий показывает, что подобрать пасту или суспензию из уже известных рецептов так, чтобы она
отвечала заданным условиям обработки конкретной детали очень трудно,
а иногда практически и невозможно.
Основные трудности на том пути связаны с тем, что абразивная и
жидкотекучая части паст и суспензий, как правило, оказывают существенное влияние на результаты обработки.
Прочность, стойкость, режущая способность, зерновой состав абразива являются определяющими факторами, оказывающими влияние на
качество доведенной поверхности детали.
Одним из показателей, характеризующих абразивные свойства, является режущая способность материала.
Сущность метода определения режущей способности порошковых
материалов состоит в истирании образца (стеклянного диска) о стеклянный притир с помощью водной суспензии испытуемого микрошлифпорошка при установленном режиме испытаний.
В настоящей работе проведены испытания микрошлифпорошка из
материалов композиции CrB2-Si и CrB2-CrSi2 зернистостью 40 мкм.
В качестве материала – аналога использован микрошлифпорошок
белого электрокорунда 24А зернистостью М40.
23
Режущая способность, г/мин
Фактические значения
0,0277
0,0136
0,0151
0,0216
0,0217
0,0213
0,0213
0,0145
0,0209
0,0144
0,0133
0,0136
0,0143
0,0152
0,0195
Значения
по ОСТ МТ-5-84
0,027
0,027
0,027
0,027
0,027
0,027
0,027
0,027
0,027
0,027
0,027
0,027
0,027
0,027
0,027
Анализируя полученные данные, приходим к выводу о существовании вполне четкой закономерности изменения показателя режущей способности от состава материала.
Для материалов системы CrB2-CrSi2 наблюдается резкое повышение
показателя режущей способности в сравнении с чистым диборидом хрома
в области существования твердого раствора (СrSi2-3 мол.%). Далее, режущая
способность практически не меняется и независима от содержания силицида хрома в материале в области его содержания от 3 мол.% до 20 мол.%.
Уменьшение показателя режущей способности материала с содержанием 30
и 40 мол.% СrSi2 может быть объяснено присутствием избыточно вводимого
силицида хрома для образования твердого раствора и оказывающего разупрочняющее действие на зерна диборида хрома (что подтверждается результатами микромеханических исследований). Высокий показатель режущей способности материала эквимолярного состава (50CrB2+50CrSi2) (0,0209
г/мин) говорит в пользу эффективной работы композиции CrB2-CrSi2 в условиях свободного абразивного изнашивания.
24
рида хрома на операциях чистового и получистового шлифования, а также при
доводочных операциях.
2.7. ОСОБЕННОСТИ ПРИГОТОВЛЕНИЯ ШЛИФОВ
КЕРАМИЧЕСКИХ КОМПОЗИЦИОННЫХ МАТЕРИАЛОВ
И. В. Надеева, Е. В. Гончарова, И. Ю. Мироседи
(Волжский институт строительства и технологий (филиал) ВолгГАСУ,
г. Волжский, Россия)
Рис. 1. Режущая способность порошковых материалов системы Cr-B-Si
Материалы системы CrB2-Si несколько отличаются по показателю
режущей способности. Если в области существования твердого раствора
кремния в дибориде хрома (1 мол. % Si) наблюдается некоторое скачкообразное увеличение режущей способности по сравнению с чистым СrВ2, то
в дальнейшем с повышением содержания кремния в материале (от 3 до 50
мол. %) наблюдается монотонное возрастание режущей способности.
Таким образом, существует вполне определенная зависимость между показателем режущей способности и составом материала систем CrB2-Si и CrB2CrSi2. Наибольшими значениями показателя режущей способности обладают
материалы на основе диборида хрома с содержанием от 3 до 20 мол. % CrSi2 и с 50
мол. % как СrВ2, так и Si .
Полученные сведения о режущей способности материалов на основе
диборида хрома системы Cr-B-Si, а также установленные закономерности в
их поведении в зависимости от состава дают основание рекомендовать их в
качестве основы при разработке абразивных композиционных материалов.
Действительно, по результатам проведенных исследований компактные
материалы систем CrB2-Si и CrB2-CrSi2 имеют двухфазную структуру (начиная с содержания 5 и 10 мол. %), состоящую из зерен твердого раствора на
основе диборида хрома, имеющих повышенную твердость и прочность, и
зерен либо силицида хрома с пониженными механическими характеристиками, либо кремния с повышенной хрупкостью.
Такая структура, по нашему мнению, должна приводить к интенсивному
процессу самозатачивания абразивного зерна при шлифовании, за счет второй компоненты (Si или CrSi2), при одновременном повышении стойкости абразивного зерна, за счет повышенной твердости и прочности основной его составляющей (CrB2).
В итоге это должно привести к улучшению эксплуатационных характеристик инструмента из композиционного материала на основе дибо25
Процесс изготовления полированного шлифа различных материалов
(металлов, сплавов и т.п.) состоит из выполнения трех последовательных
операций: 1) обдирки или распиловки образца для получения на нем плоскости, подвергаемой шлифованию; 2) шлифовки этой плоскости для подготовки шлифа к полировке и 3) полировки отшлифованной плоскости.
Перечисленные операции разбиваются каждая на несколько стадий и осуществляются вручную или механически на плоских дисках с помощью
абразивных порошков или паст различной твердости и крупности (осуществляется истирание свободным абразивом).
Для исследования микроструктуры и фазового состава керамических материалов изготавливают полированные шлифы. Конечной целью
является получение ровной и гладкой исследуемой поверхности, в которой элементы структуры должны быть достаточно хорошо контрастированы, правильно переданы и хорошо различимы, чтобы шлифы можно
было использовать не для количественного фазового анализа, но и для
определения микротвердости, которая является признаком, определяющим в многофазных продуктах некоторые металлические фазы, карбиды,
оксиды, нитриды и другие соединения переменного состава.
В связи со специфическими особенностями керамических материалов: пористостью, хрупкостью, наличием фаз и включений, различающихся твердостью, как с матрицей, так и между собой – приготовление шлифов с применением алмазных синтетических паст нецелесообразно. Шлифование поверхностей, включающих фазы различной твердости, алмазными пастами приводит к образованию трещин и неровностей, в которых
при дальнейшем воздействии задерживаются частицы самой пасты. В итоге это приводит к выкрашиванию отдельных компонентов и создает опасность «намазывания» пластической компоненты на твердую. Поэтому был
предложен метод подготовки шлифов керамических материалов с применением специальных лабораторных шлифовальных кругов, представляющих собой полимерный композиционный материал на основе эпоксидной
смолы с внедренными алмазными частицами различной крупности – 40,
20, 10 мкм. Достоинства применения предлагаемых кругов: плоскостность
поверхности круга, задаваемая пористость круга, задаваемая плотность
26
распределения алмазных частиц, наличие эффекта шлифования закрепленным абразивом. В качестве смазывающей жидкости служит вода.
Эпоксидная смола является материалом с ценными свойствами и
поэтому используется в качестве матрицы. В данном методе приготовления шлифа эпоксидная смола заполняет поровое пространство между частицами алмазного порошка и тем самым предотвращает выкрашивание
хрупких составляющих в процессе шлифования поверхности. Смола в
качестве связки держит алмазные зерна с высокой прочностью и позволяет воспринимать большие давления шлифования.
Эпоксидная смола способна отверждаться при низких и высоких
температурах без образования дефектов в слоях любой толщины. В данном случае отверждение смолы производится при комнатной температуре
на воздухе в течение 24 часов. Благодаря незначительной усадке эпоксидной смолы мы можем получать шлифы заданной плотности.
Плоскостность поверхности шлифа достигается последовательным
шлифованием образца кругом с размером зерна от более крупного к мелкому. Окончательной стадией приготовления шлифа является полировка,
цель которой уменьшение шероховатости, оставшейся после шлифования,
без ухудшения достигнутой плоскостности.
В результате проведенных операций подготовки шлифов керамических композиционных материалов выполняются все требования, предъявляемые к керамике при металлографических и других физико-химических
исследованиях: плоскостность поверхности шлифа без завалов по краям;
отсутствие выкрашивания хрупких составляющих, царапин, замазываний;
получение истинной картины микроструктуры, т.е. данный метод позволяет получить истинную картину микроструктуры материала.
2.8. ИЗУЧЕНИЕ МЕХАНИЗМА РАЗРУШЕНИЯ ПОЛИМЕРНЫХ
КОМПОЗИТОВ
Т. В. Трофимова
(Волжский институт строительства и технологий (филиал) ВолгГАСУ,
г. Волжский, Россия)
Технологические дефекты, неоднородность в распределении наполнителя по объему, форме, анизотропии свойств приводят к тому, что реальные характеристики армированных композитов отличаются от расчетных.
Для полимерных композиционных материалов, к которым, в частности, относится абразивный бакелитовый инструмент, представляет интерес механизм разрушения абразивного тела.
Сопротивление распространению трещин или вязкость разрушения
является одной из наиболее важных характеристик конструкционного материала. В любом материале всегда есть внутренние дефекты (поры, трещины и т.д.), которые под действием сравнительно небольших напряже27
ний могут увеличиться и привести к разрушению. Надежность работы
конструкций зависит от того, насколько хорошо материал сопротивляется
распространению трещин.
Дефекты микроструктуры (поры, микротрещины) являются одним
из наиболее важных факторов, влияющих на прочность композиционных
материалов, армированных дискретными частицами. Разрушаться частицы
могут не одновременно, а последовательно из-за наличия в них дефектов.
Наиболее дефектные частицы разрушаются при малых напряжениях, далеких от предела прочности, частицы с меньшими дефектами разрушаются при больших напряжениях, а в целом прочность композита будет
меньше рассчитанной. То же самое можно сказать о случае, когда матрица
имеет недостаточный запас пластичности, что приводит к появлению
трещин на границе раздела и в объеме матрицы, то есть к преждевременному разрушению композита.
В ходе работы были рассмотрены пути подхода к вопросам изучения механизма разрушения полимерных композитов, освещавшиеся в следующих публикациях.
Существует возможность прогнозирования релаксационных свойств
полимеров на основе данных сканирующих методов измерений, когда
сканирование осуществляется по температуре [1]. На основе ряда экспериментов по релаксации напряжения и ползучести, проведенных в изотермических и неизотермических условиях, определялись релаксационные
параметры полимерного материала, позволяющие прогнозировать его
свойства в широком интервале температур, напряжений и деформаций.
В работе [2] рассмотрены особенности эрозионного разрушения
композитных материалов в зависимости от их состава, схемы армирования
и условий взаимодействия.
Сопоставлялись закономерности разрушения без существенной деформации (хрупкость) и в сочетании с ползучестью (эластичность); критической ползучести без разрыва химических связей (вынужденноэластическая) и в сочетании с разрывом химических связей в основной
цепи (хрупкоэластическая) [3]. При сочетании ползучести (разрыв межмолекулярных связей) с разрушением (разрыв химических связей) любой из
этих процессов может быть ведущим – в зависимости от величины напряжения. Кроме этого, значения граничных напряжений связаны с физическими константами материала (энергия активации, силовой фактор, координаты «полюса») и не зависят от температуры и времени нагружения.
Известен метод определения характеристик трещиностойкости композитных материалов с полимерной матрицей при длительном статическом нагружениии [4]. Он основывается на экспериментальном определении кривых роста или раскрытия трещины во времени при заданных
уровнях постоянной нагрузки.
Прочность и сопротивление хрупкому разрушению полимерного
материала, исследовались в широком диапазоне изменения скорости нагружения [5]. Для рассматриваемого материала характерен переход от
вязкого типа разрушения к хрупкому при увеличении скорости деформа28
ций и понижении температуры. Для оценки склонности материала к хрупкому разрушению была использована концепция критического размера
врожденного дефекта. В качестве меры трещиностойкости пластика использован материальный масштаб длин трещин. Критерий хрупковязкого
перехода сформулирован в виде равенства критического размера врожденного дефекта материальному масштабу длин трещин.
Одним из методов моделирования процесса накопления повреждений в волокнистых композитах с полимерной матрицей, является метод,
базирующийся на совместном использовании структурного и феноменологического подходов [6]. На основе разработанного метода установлены
возможные смены механизмов разрушения углепластиков при изменении
скорости нагружения. Обнаружено, что переход от разрушения вследствие
постепенного накопления повреждений к разрушению от распространения
макроскопической трещины обусловлен изменением условий перераспределения нагрузки в структуре материала. Определены границы применимости феноменологических моделей наследственного типа к описанию
процессов деформирования и разрушения композитов при различных эксплуатационных условиях.
Нами рассматривается абразивный бакелитовый инструмент как
представитель композиционного материала и механизм разрушения абразивного тела основывается на рабочей гипотезе, показывающей, что при
разрыве абразивного тела под действием внешних растягивающих усилий
возможны следующие идеализированные случаи: поверхность разрыва
проходит по поверхности зерен, то есть происходит отрыв зерен от связки;
происходит разрыв мостиков связки; поверхность разрыва пересекает зерна, то есть зерна разрываются. Кроме того, возможен смешанный случай,
когда разрыв происходит частично по границе связка-зерно, частично по
связке и зернам.
Наблюдения многочисленных случаев разрыва опытных восьмерок
на бакелитовой связке показали, что поверхность разрушения проходит,
преимущественно, через мостики связки. Условия, когда поверхность разрушения проходит через связку, принято называть нормальными.
Литература
1. Аскадский, А.А. К вопросу о прогнозировании релаксационных свойств
полимеров / А. А. Аскадский, Т. В. Тотадзе // Механика композитных материалов.
– 1980. – № 4. – с. 713 – 721.
2. Каримбаев, Т.Д. Разрушение и износ композитных материалов при взаимодействии с потоком абразивных частиц / Т. Д. Каримбаев [и др.] // Механика
композиционных материалов. – 1980. – № 2. – С. 325 – 240.
3. Ратнер, С. Б. Поведение полимеров и композиций при сочетании деформационной ползучести и разрушения / С. Б. Ратнер // Механика композиционных
материалов. – 1981. – № 6. – С. 970 – 975.
4. Зайцев, Г. П. Прочность и трещиностойкость волокнистых композитных
материалов с полимерной матрицей при длительном статическом нагружении / Г.
П. Зайцев, Г. В. Архипов // Механика композиционных материалов. – 1988. – № 3
– С. 457– 461.
29
5. Зезин, Ю. П. Условия вязкоупругого перехода при разрушении полимерных материалов / Ю. П. Зезин // Механика композиционных материалов. – 1988. –
№ 5. – С. 779 – 785.
6. Суворова, Ю. В. Феноменологический и структурный подходы в механике разрушения волокнистых композитов / Ю. В. Суворова, В. С. Доронин // Механика композиционных материалов. – 1989. – № 5. – С. 861 – 868.
2.9. ОБОСНОВАНИЕ ВЫБОРА СТРУКТУРЫ АБРАЗИВНОГО
ИНСТРУМЕНТА ПРИ ВЫПОЛНЕНИИ ОПЕРАЦИЙ ШЛИФОВАНИЯ
В. И. Свирщёв
(Пермский государственный технический университет, г. Пермь, Россия)
Одной из подзадач общей задачи оптимизации технологических
операций шлифования является определение оптимальных значений
входных переменных, из которых наиболее существенное влияние на показатели процесса шлифования оказывают параметры характеристики абразивного инструмента. В основные зависимости, определяющие съем
металла, шероховатость поверхности, износ инструмента, входят такие
переменные, как число абразивных зерен, их форма, распределение, прочность закрепления. Эти переменные характеризуют рабочую поверхность
абразивного инструмента и определяются его рецептурой и технологией
изготовления. Число абразивных зерен зависит от величины зерна, структуры, твердости, условий работы инструмента. Прочность закрепления
абразивного зерна определяется прочностными свойствами связки, объемным содержанием связки в инструменте, адгезией связки к абразивному
зерну. Наличие зависимостей показателей процесса шлифования от параметров характеристики инструмента позволяет поставить вопрос о возможности аналитического расчета элементов внутренней конструкции
абразивного инструмента по технологическим требованиям, предъявляемым к обрабатываемой детали. На основании полученных сведений по
динамике процесса формообразования представляется возможным определить расчётным путём допустимые области значений размеров абразивного зерна, структуры и твёрдости инструмента.
Для размещения стружки объём межзернового пространства и пор
абразивного инструмента Wп должен быть больше объёма образующейся
стружки Wc : Wп  Wс , где  – коэффициент заполняемости пор стружкой,  >1.
Для процессов шлифования с обеспечением высокой размерной
стойкости инструмента, работающего в режиме частичного самозатачивания, из условия размещения стружки в межзерновом пространстве может
быть назначена структура инструмента.
30
Средний объём поры рабочей поверхности инструмента отождествляется со средним объёмом межзернового пространства шириной, равной
ширине единичных стружек bс . При образовании стружки в виде спирали
она может занимать не весь объём пространства, а только его часть, определяемую вписанным цилиндром радиуса rn. Величина радиуса вписанного цилиндра вычисляется из геометрических построений (рис. 1).
где Св – коэффициент в уравнении параболы, C в  2 2 з [1],  з – радиус закругления вершин абразивных зерен; m – показатель степени в уравнении параболы, m = 0,5 [1].
Принимая максимальную глубину микрорезания tф , исключающую
разрушение абразивных зерен, равной 8 мкм [3], выражение (2) примет
вид:
bc  2 2 з  80,5  8  з .
Объём единичных срезов Wc в виде двух пирамид вычислим для
наиболее выступающих абразивных зёрен, попадающих на один из выступов шероховатости поверхности
1
WC  S стр Lmax ,
3
где S стр – поперечное сечение единичной стружки, S стр  4 3  2   з  t ф3 2 [1];
Lmax – максимально возможная из кинематических соотношений длина микрорезания, Lmax 
Рис. 1. Схема размещения стружки в межзерновоом пространстве
абразивного инструмента
АЗ2
 Rз2эк  Rз2  2 Rз hз  hз2
4
rn 
,
2( Rз  Rз эк  hз )
где Аз – расстояние между центрами зёрен, Aз 
Dэ  t ф [1, 4], Dэ – эквивалентный диаметр.
С учетом полученных зависимостей условие размещения стружки в
порах межзернового пространства примет вид:
2
1


 RЗ2эк  RЗ2 
 2
2
4 2 з Dэ 2
 4 з 8  з  2 R з

 t ф  8  з 
 ,
9
2( RЗ  RЗ )


эк




(1)

1
[1],  з – число аб з bc  d з 
разивных зерен на единице площади рабочей поверхности инструмента,
 з  1 1.75  d з 2 , d з – диаметр зерна; Rз эк – эквивалентный радиус зерна с
учетом обволакивающей зерно связки, R з  R з 3 1 
эк
с
, с и  з – объёмная
з
доля связки и зерна в круге [2]; hз – износ зерна.
При шлифовании в режиме самозатачивания инструмента можно
пренебречь износом зерен (hз =0), и выражение (1) примет вид:
АЗ2
 Rз2эк  R з2
4
rn 
.
2( R з  R зэк )
Ширина единичных стружек bс при моделировании профиля зерна
параболой определяется из выражения [1]:
bc  C в  t фm ,
(2)
31

(3)
где  =2 [1], при выполнении операций шлифования.
Выполним оценку выполнения неравенства(3) для кругов 11 и 12
структур. Для этого сформируем исходные данные по параметрам, входящим в неравенство (3) для кругов различной зернистости, и представим в
табл. 1. При оценке неравенства (3) необходимо принимать значения  з с
учетом структуры абразивного инструмента [1].
Таблица 1
Исходные данные для оценки выполнения неравенства (3)
2
2
dз , мкм Rз , мкм  з , мкм [1, 3]  з11 , 1/мм [1, 3]  з12 , 1/мм [1, 3] tф , мкм
14
28
40
32
7
14
20
1
2
3
1666
417
204
1587
397
194
1,5
1,5
1,5
Выполним расчет объема образующейся стружки Wc и объема пор Wп
для абразивных кругов следующих характеристик: 25АМ14Н(М1–М2) (11–
12)К,25АМ28Н(М1–М2)(11–12)К, 25АМ40Н(М1–М2)(11–12)К (табл. 2).
Таблица 2
Расчетные значения Wc и Wп для кругов различных характеристик
Характеристика
инструмента
25АМ14НМ111К
Wc , мкм3
327,5
Параметры
2Wc , мкм3
655
Wп , мкм3
872,63
25АМ14НМ211К
327,5
655
845,75
25АМ14НМ112К
327,5
655
1048,35
25АМ14НМ212К
327,5
655
1017,4
25АМ28НМ111К
463,9
927,8
7924,6
25АМ28НМ211К
463,9
927,8
7708
25АМ28НМ112К
463,9
927,8
9467,6
25АМ28НМ212К
463,9
927,8
9220,2
25АМ40НМ111К
568
1136
23738,4
25АМ40НМ211К
568
1136
23302,3
25АМ40НМ112К
568
1136
28419,5
25АМ40НМ212К
568
1136
27919,8
2.10. ИССЛЕДОВАНИЕ ВЛИЯНИЯ ФОРМЫ ПОВЕРХНОСТИ
НА ИНТЕНСИВНОСТЬ ПРОЦЕССА ОБРАБОТКИ ДЕТАЛЕЙ
В СРЕДЕ СВОБОДНОГО АБРАЗИВА
О. А. Рожненко, В. В. Остроух, И. В. Устинова
(Донской государственный технический университет,
г. Ростов-на-Дону, Россия)
Сопоставление расчетных данных, приведенных во второй и третьей строках табл. 2, показывает, что условие (3) выполняется для всех приведенных характеристик абразивного инструмента.
Анализ расчетных значений, приведенных в табл. 2 показывает, что
с уменьшением зернистости инструмента объем пор уменьшается более
значительно, чем объем единичных срезов. Поэтому структуру целесообразно увеличивать с уменьшением зернистости инструмента.
Предложенная методика позволяет аналитически обосновать выбор
структуры абразивного инструмента на операциях чистового и отделочного шлифования.
Литература
1. Новосёлов, Ю. К. Динамика формообразования поверхностей при абразивной обработке / Ю. К. Новоселов. – Саратов : Изд-во Саратовского ун-та, 1979.
232 с.
2. Островский, В. И. Теоретические основы процесса шлифования В. И.
Островский. – Ленинград : Изд-во Ленинградского ун-та, 1981. – 144 с.
3. Лурье, Г. Б. Шлифование металлов / Г. Б. Лурье. М. : Машиностроение,
1969. – 175 с.
4. Маслов, Е. Н. Теория шлифования металлов / Е. Н. Маслов. – М. : Машиностроение, 1974. – 319 с.
33
В современном машиностроении основное влияние на качественные
и эксплуатационные показатели деталей оказывают финишные операции,
среди которых одно из ведущих мест занимают методы абразивной обработки. При этом методы обработки закрепленным абразивом, получившие
более широкое распространение, применимы, в основном, для обработки
простых по форме деталей, в то время как обработка в среде свободного
абразива позволяет при минимальных затратах обрабатывать детали практически любой формы.
Многие из методов обработки свободным абразивом были подробно
исследованы, созданы теоретические модели, позволяющие рассчитывать
производительность и качество обработки в зависимости от основных
технологических факторов, то есть режимов обработки и характеристик
рабочих сред. Однако обработка деталей сложной формы связана с определенными сложностями, обусловленными нестабильностью обработки
участков различной конфигурации. Форма обрабатываемых деталей определяет лучший или худший доступ и контакт частиц рабочей среды к различным элементам обрабатываемой поверхности и соответственно большую или меньшую интенсивность обработки.
В настоящее время в области вибрационной и центробежно-ротационной обработок не выявлены аналитические зависимости, связывающие комплекс конструктивных особенностей обрабатываемой детали, таких как форма и наличие внутренних поверхностей с производительностью и качеством обработки.
Для получения теоретических зависимостей, определяющих влияние формы поверхности на интенсивность процесса обработки примем
следующую модель съема материала в среде абразива. На единичную упаковку частиц рабочей среды по обрабатываемой поверхности случайно
наносят пятна контакта, характеризующиеся размерами в двух взаимно
перпендикулярных направлениях (ai и bi), причем каждый из размеров, а
также их отношение являются непрерывной случайной величиной. Множество точек единичной упаковки, покрытых одним или большим числом
пятен контакта является случайным множеством. Величина и форма пятна
контакта на обрабатываемой поверхности в рассматриваемой модели приняты в качестве комплексной характеристики процесса. Это связано с тем,
что геометрические размеры и форма пятна контакта отражают и физикомеханические свойства материалов обрабатываемой детали и частиц рабо34
чей среды, и влияние массы загрузки, и амплитуду колебаний, и энергию
соударений частиц рабочей среды с обрабатываемой поверхностью, и
геометрию рабочей камеры, и траекторию движения массы загрузки в рабочей камере и т.д. Использование величины и формы пятна контакта позволяет получить довольно простые и удобные в практическом применении зависимости для определения производительности обработки.
Определим геометрическую вероятность того, что любая точка
внутри единичной упаковки покрывается каким-либо пятном контакта за
один цикл воздействия массы абразивных частиц:
n
P
i
P
(1)
i 1
n
где Рi – геометрическая вероятность того, что любая точка внутри единичной упаковки частиц рабочей среды покрывается эллипсом с полуосями ai и bi за один
цикл воздействия массы абразивных частиц:
Pi 
S п. к .
S е. у .
условии, что остальные параметры процесса идентичны для всех рассматриваемых поверхностей или их влиянием можно пренебречь.
Основываясь на полученных зависимостях, была проведена сравнительная оценка влияния формы поверхности на процесс обработки свободными абразивами при различных соотношениях размеров обрабатываемых поверхностей и частиц рабочей среды.
Сразу следует отметить, что при любом соотношении размеров
площадь единичной упаковки для плоской поверхности остается величиной постоянной, поэтому ее можно принять за единицу. Коэффициент
формы, определяющий относительную производительность процесса, будем определять как отношение площади единичной упаковки плоской поверхности к площади единичной упаковки криволинейной поверхности:
kф 
Полученные значения занесем в таблицу (табл. 1).
(2)
где Sп.к. – площадь пятна контакта на обрабатываемой поверхности; Sе.у. – площадь единичной упаковки частиц рабочей среды на обрабатываемой поверхности.
Площадь пятна контакта зависит от формы обрабатываемой поверхности. В случае плоской поверхности площадь совпадает с площадью
проекции на плоскость, касательную к обрабатываемой поверхности в
центре пятна контакта. В случае криволинейной поверхности обрабатываемой детали ее можно разбить на участки, которые можно аппроксимировать поверхностями тел вращения.
Форма области единичной упаковки может быть принята в форме
криволинейного прямоугольника, сферического сегмента в зависимости от
формы обрабатываемой поверхности и принятой плотности упаковки.
Для вероятностной оценки количества взаимодействий, приходящихся на единицу площади детали, сделаны следующие допущения относительно протекания процесса обработки:
1. Обработка осуществляется шарами одинакового диаметра d.
2. Размеры обрабатываемой поверхности не меньше размеров гранулы.
3. Свойства поверхностей изотропны во всех направлениях.
4. Все поверхности наружные.
5. При определении площади пятна контакта не будем учитывать
макрогеометрию поверхности детали, поскольку максимальная длина следа (пятна контакта) на несколько порядков меньше радиуса кривизны поверхности детали, и примем ее равной площади плоского эллипса со сторонами a и b:
S n.к.i    ai  bi .
Вследствие последнего допущения форма обрабатываемой поверхности будет влиять только на площадь единичной упаковки частиц, которую можно принять за основу расчета коэффициента формы детали при
35
Sе. у.пл.
Sе. у.цил.
Таблица 1
Определение коэффициента формы для обработки цилиндрической
поверхности в среде свободного абразива
Соотношение диаметров (радиусов) обрабатываемой поверхности и гранул абразивной среды
1
5
20
(3)
Расчетный коэффициент
формы (kф)
1,9
1,2
1,05
Полученные значения показывают, что за один цикл воздействия
массы абразивных частиц для криволинейной поверхности будет происходить в kф раз больше контактов на аналогичной площади по сравнению
с плоской поверхностью, следовательно, и интенсивность процесса обработки теоретически будет выше.
В результате проведенных теоретических исследований можно сделать следующие выводы, подтверждающие влияние формы поверхности
на интенсивность процесса обработки свободными абразивами:
1. Исследования показали, что с уменьшением диаметра цилиндрической поверхности интенсивность процесса обработки увеличивается.
2. При обработке деталей, состоящих из набора поверхностей, характеризующихся разной кривизной, следует для достижения заданных
параметров качества поверхности учитывать различную интенсивность их
обработки.
Для подтверждения полученных в ходе теоретических исследований
результатов проводится серия экспериментов по обработке цилиндрического и плоского образцов, имеющих соизмеримые габариты и одинаковую массу, что позволяет исключить влияние этих факторов на процесс
обработки. При этом разработанная конструкция приспособлений обеспечивает доступ рабочей среды только к одной поверхности образцов, что
36
дает возможность точно оценить съем материала с единицы площади заданной поверхности и произвести их сравнительную оценку.
2.11. ВЫБОР КОНСТРУКТИВНЫХ И ТЕХНОЛОГИЧЕСКИХ
ПАРАМЕТРОВ КОРОННОГО БАРАБАННОГО
КЛАССИФИКАТОРА
И. М. Петухов
(Волжский институт строительства и технологий (филиал) ВолгГАСУ,
г. Волжский, Россия)
Поисковой работой [1], проведенной в Волжском филиале
ВНИИАШ, была доказана возможность получения номерного шлифзерна
карбида кремния зеленого в коронном барабанном классификаторе [2] из
фракции крупностью 630…160 мкм, полученной после предварительного
рассева на Волжском абразивном заводе, отвечающего требованиям ГОСТ
3647-80.
Проведению экспериментальных исследований предшествовала
подготовительная работа по обоснованию и выбору параметров коронного
барабанного классификатора, результаты которой приведены ниже.
Нашей стране принадлежит приоритет в создании теории и практическом освоении коронного метода обогащения и классификации [3 – 5].
Выбор параметров осадительного электрода (барабана)
Влияние диаметра барабана на эффективность процесса электрообогащения изучалось в ИГДАН (г. Москва) [4]. Установлено, что оптимальным является барабан диаметром около 300 мм. К таким же выводам пришли и зарубежные исследователи, работающие в этой области. Осадительные электроды (барабаны) изготовляются из коррозионно- и абразивноустойчивой стали марок X18H9T или X18H10T. Рабочая поверхность
должна быть зеркально-гладкой (чистота обработки по классу 7).
Выбор размеров и формы коронирующих проводов
Выбор размеров и формы коронирующих проводов имеет существенное значение. При одном и том же напряжении ток короны изменяется
приблизительно обратно пропорционально площади сечения коронирующих проводов. Наиболее целесообразным оказалось применение гладких
цилиндрических (проволочных) проводов. Максимальный ток короны
получается при более тонком проводе. С уменьшением диаметра провода
уменьшается и критическое коронное напряжение. Коронирующие электроды изготовляют из нихрома в виде туго натянутой проволоки диаметром 0,3÷0,5 мм [4].
Выбор числа и расположения коронирующих проводов
37
Изучена зависимость тока короны от числа коронирующих проводов [4]. Установлено, что для данного напряжения существует оптимальное число проводов, при которых ток короны на единицу длины всех проводов имеет максимум при принятой конфигурации коронирующих проводов (круглый и гладкий). Падение тока объясняется тем, что с увеличением числа проводов сверх оптимального имеет место экранирование друг
друга за счет уменьшения расстояния между проводами. В пределе при
значительном увеличении числа проводов электрическое поле становится
однородным и коронирование вообще прекращается.
Установлено, что лучшие результаты получаются при горизонтальном расположении коронирующих проводов в барабанном классификаторе. Объясняется это тем, что при вертикальном расположении коронирующих проводов в классификаторе поле в последнем является неоднородным не только по направлению от коронирующего провода к осадительному электроду (барабану), но и в перпендикулярном направлении. В
этом случае в любой плоскости, параллельной барабану напряженность
минимальная в середине расстояния между проводниками. На заряженную частицу в сечениях, параллельных барабану, будут действовать различные по величине силы. Поэтому лучшие результаты получаются при
горизонтальном расположении коронирующих проводов в барабанном
классификаторе [4,5].
Выбор полярности коронирующего электрода
Полярность коронирующего электрода оказывает существенное
влияние на работу классификатора, использующего коронный разряд. При
отрицательной короне пробивное напряжение выше, чем при положительной. Поэтому коронирующие электроды присоединяют к отрицательному
полюсу источника тока, а противоположный – к положительному (заземляют).
Выбор тока и напряжения [4]
Для эффективного процесса классификации необходимо правильно
выбрать ток и напряжение, подводимое к электродам классификатора. Для
электроклассификации может применяться только постоянный ток, при
котором поле и направление сил, действующих на заряженную частицу,
остаются постоянными. С увеличением тока возрастает скорость перемещения частиц в электроклассификаторе. Необходимый ток обычно относят к 1 м длины коронирующего провода. Наконец, ток в электрическом
поле классификатора прямо пропорционален приложенному напряжению.
По Дейтшу, коронный ток (в мА) на 1 м длины коронирующего
провода для случая провод-плоскость[6]:
I=0,78K∙U9h2ln2hr∙U-Uк,
(1)
где К=2,24 см2/В.с – коэффициент, учитывающий подвижность отрицательных
ионов [5]; U – подводимое напряжение к классификатору, кВ; Uк – напряжение
коронирования, кВ; h – расстояние между коронирующим электродом и плоскостью (барабаном), см; r – радиус коронирующего электрода, см.
38
Для создания коронного разряда в разрядном промежутке необходимо, чтобы рабочее напряжение было бы не меньше напряжения коронирования:
U≥Uк.
(2)
Если поверхность барабана коронного классификатора рассматривать по отношению к тонким коронирующим проводам как плоскость, то
начальное коронное напряжение (в кВ) можно подсчитать по формуле [4]:
Uк=Ek∙r∙ln2hr,
(3)
где Ек – начальная критическая напряженность электрического поля (в
кВ/см), которую можно подсчитать по эмпирической формуле Пика [7]:
Eк=31δ1+0,308δ∙r,
(4)
где, δ – относительная плотность воздуха (δ=1 при температуре 00 С и давлении 760 мм рт.ст.).
Тогда:
Uк=31δr(1+0,308δ∙r)ln2hr.
(5)
Рассчитаем начальное коронное напряжение для экспериментального коронного классификатора [2]: r=0,01см, h=24 см, δ=1. Подставляем в
формулу (5) данные, получим:
Uк=31δr1+0,308δrln2hr=31∙1∙0,011+0,3081∙0,01ln2∙240,01=10,7 kB.
Литература
1. Петухов, И. М. Отчет по теме 12-67, раздел 4. Исследование классификации абразивного зерна в электрическом поле с помощью разделительных барабанов (поисковая) / И. М. Петухов. – Волжский : Волжск-ВНИИАШ, 1969. – 31 с.
2. Петухов, И. М. Исследование получения номерного шлифзерна карбида
кремния зеленого в электрическом поле коронного барабанного классификатора //
Процессы абразивной обработки, абразивные инструменты и материалы
(Шлифабразив-2009) : сб. статей междунар. науч.-технич. конфер. – Волжский:
ВИСТех (филиал) ВолгГАСУ, 2009.
3. Основы электрогазодинамики дисперсных систем / И. П. Вершагин [и
др.]. – М. : Энергия, 1974. – 480 с.
4. Олофинский, Н.Ф. Электрические методы обогащения ; изд. 4, доп. Н. Ф.
Олофинский. – М. : Недра, 1977. – 519 с.
5. Физические основы электрической сепарации / А. И. Ангелов [и др.] ;
под ред. В. И. Ревнивцева. – М. : Недра, 1983. – 271 с.
6. Капцов, А. Н. Элекрические явления в газах и вакууме / А. Н. Капцов. –
М. : Гостехиздат, 1950. – 808 с.
7. Жебровский, С. П. Электрофильтры / С. П. Жебровский. – М. : Госэнергоиздат, 1950. – 256 с.
2.12. ИССЛЕДОВАНИЕ ПОЛУЧЕНИЯ НОМЕРНОГО ШЛИФЗЕРНА
КАРБИДА КРЕМНИЯ ЗЕЛЕНОГО В ЭЛЕКТРИЧЕСКОМ ПОЛЕ
КОРОННОГО БАРАБАННОГО КЛАССИФИКАТОРА
И. М. Петухов
39
(Волжский институт строительства и технологий (филиал) ВолгГАСУ,
г. Волжский, Россия)
Рассев шлифзерна по номерам зернистостей в абразивной промышленности производится на ситах. Данный способ получения номерного
шлифзерна обладает целым рядом недостатков: быстрый износ дорогостоящих латунных сеток, их забиваемость, что требует постоянной их
очистки, используя разные приспособления, необходимость их частой замены. При работе грохота возникают высокие вибрации, вредно влияющие на перекрытия здания, шумовой фон и распыление тонкодисперсных
фракций.
Прогресс в технике и возросшая потребность в абразивных материалах требуют применения более эффективных технологических процессов и создания на их базе высокопроизводительного оборудования.
В связи с этим в Волжском филиале ВНИИАШ по инициативе автора была поставлена поисковая работа [2] по проверке получения номерного шлифзерна карбида кремния зеленого производства Волжского абразивного завода, отвечающего ГОСТ 3647-80 [1], в электрическом поле
коронного барабанного классификатора.
Для проведения опыта использовался экспериментальный трибоадгезионный барабанный классификатор конструкции Волжск-ВНИИАШ
[3], преобразованный в коронный путем установки коронирующих электродов и подведения выпрямленного напряжения от высоковольтного выпрямителя, позволяющего регулировать выходное напряжение до 20 кВ.
Опыты проводились при частоте вращения барабана 50 об/мин.
(диаметр барабана 320 мм), количестве коронирующих электродов – 3шт,
при горизонтальном их расположении, расстояниями между коронирующими электродами по вертикали – 50 мм, верхний коронирующий электрод расположен на уровне горизонтальной оси барабана на расстоянии от
него на 240мм, напряжение на коронирующих электродах – 20 кВ. Материал коронирующих электродов – нихром, диаметр – 0,2 мм.
Классификации подвергалась фракция карбида кремния зеленого
(КЗ) крупностью 630…160 мкм, полученная после предварительного рассева на грохоте перед окончательным её рассевом по номерам зернистостей, при удельной производительности 110 кг/ч на 1пог. м барабана [2].
Результаты распределения фракции КЗ крупностью 630…160мкм в
коронном барабанном классификаторе по секциям многосекционного
приёмника, ширина каждой секции которого 20мм, приведены в табл. 1.
Полученная фракция каждой секции анализировалась на зерновой состав
на ситовом анализаторе «Ротап» по методике [1] и определялся её выход.
Для сравнения результатов в табл. 2 приведен зерновой состав шлифзерна,
отвечающий требованиям ГОСТ 3647-80 с индексами П, Н и Д.
Таблица 1
Распределение фракции КЗ крупностью 630…160 мкм
40
Зерновой состав фракций в %
размеры отверстий сит, мкм
Выход
фракций, %
Номера секций
приёмника
в коронном барабанном классификаторе
1-7
8
9
8-9
10
11
12
13
10-13
14
14-20
1-20
исходная
фракция
630…160 мкм
7,0
15,6
13,5
29,1
10,6
10,4
8,1
6,3
35,4
7,5
28,5
100,0
задерживается на сите
+630
0,1
+500
3,2
0,6
0,2
0,4
+400
63,8
28,9
5,1
17,9
0,7
0,6
0,1
0,4
0
0,3
9,8
проходит
через
сито
+200 +160
-160
0,2
0,1
0,6
0,3
2,5 0,1
8,6 0,4
0,1
19,5 1,7
0,4
34,1 5,6
1,8
13,8 1,5
0,5
41,6 12,9
5,1
38,5 27,7
12,5
+315
30,0
60,2
63,0
61,5
38,2
17,5
9,3
3,7
19,4
2,2
0,9
+250
2,7
10,2
31,1
19,9
58,5
72,8
69,0
54,8
64,4
38,2
20,4
27,1
34,6 16,0
8,5
3,7
Таблица 2
Зерновой состав шлифзерна по ГОСТ 3647-80
Индекс
П
Н
Д
предельная
не более
0
0
0,2
крупная
не более
15
20
20
Фракции в %
основная
комплексная
не менее
не менее
55
95
45
90
41
88
мелкая не
более
2
3
3,5
Анализ полученных результатов классификации позволяет сделать
следующие выводы:
1. Доказана возможность из фракции КЗ крупностью 630…160мкм,
полученной после предварительного рассева исходного материала на ситах,
получать номерное шлифзерно зернистостью 40, 32, 25 с индексами Н и П
(с содержанием основной фракции соответственно более 45 и более 55 %).
2. Выход номеров зернистостей шлифзерна пропорционален содержанию основной фракции в исходном материале.
3. Удельная производительность составляет 100 – 150 кг/ч на 1 пог. м
барабана.
4. Секции 1 – 7. Получена фракция (выход 7,0 %), полностью соответствующая шлифзерну зернистостью 40П с повышенным содержанием
основной фракции (более 55 %).
5. Секции 8 – 9. Полученная фракция (выход 29,1 %) полностью соответствует шлифзерну зернистостью 32Н и немного не удовлетворяет
41
шлифзерну 32П лишь по содержанию крупной фракции (17,9 % вместо
15 % по ГОСТ 3647-80). Что касается предельной фракции, то согласно
внесенного в ГОСТ 3647-80 изменения (СТ СЭВ 5386-85) содержание
предельной фракции до 0,3 % следует округлять до нуля. В нашем случае
0,4 % можно принять за нуль.
6. Секции 10 – 13. Полученная фракция (выход 35,4%) полностью соответствует шлифзерну зернистостью 25Н и так же немного не удовлетворяет
шлифзерну 25П по содержанию крупной фракции (19,4% вместо 15% по
ГОСТ 3647-80). Содержание предельных зерен 0,4% принимаем за нуль.
7. Секции 14 – 20. Полученная фракция (выход 28,5 %) не соответствует шлифзерну зернистостью 20Д. Содержание в ней основной фракции 38,5 % вместо 41 % по ГОСТ 3647-80 и замельчена. Содержание предельной фракции – 0,9 %. По содержанию крупной и комплексной фракций она соответствует ГОСТ 3647-80.
Литература
1. ГОСТ 3647-80. Материалы шлифовальные. Классификация. Зернистость
и зерновой состав. Методы контроля.
2. Петухов, И. М. Отчет по теме 12-67, раздел 4. Исследование классификации абразивного зерна в электрическом поле с помощью разделительных барабанов (поисковая). – Волжский : Волжск-ВНИИАШ, 1969. – 31с.
3. Петухов, И. М. Новый метод предварительной классификации абразивных материалов по крупности И. М. Петухов // Абразивы и алмазы, – М. :
НИИМАШ, – 1967. – Вып. 4. – С. 18 – 21.
2.13. ПОВЫШЕНИЕ РЕСУРСА РАБОТОСПОСОБНОСТИ
ИЗНОСОСТОЙКИХ ИЗДЕЛИЙ ИЗ КАРБИДКРЕМНИЕВОЙ
КЕРАМИКИ ДЛЯ МАШИНОСТРОЕНИЯ
О. В. Душко, В. М. Шумячер
(Волжский институт строительства и технологий (филиал) ВолгГАСУ,
г. Волжский, Россия)
При изготовлении износостойкой керамики для машиностроения
используют вещества с высокими модулями упругости и высокотемпературной прочностью, что требует более сложной и совершенной технологии ее физико-технической и механической обработки.
В работе [1] приводится модель изнашивания керамических материалов в зависимости от технологий их заключительных термических и
механических обработок и предложена константа их качества, которая
характеризует ту часть энергии трения, которая запасается разрыхляющим
рабочим поверхностным слоем.
Указанная константа имеет двойственную энергетическую природу
и, с одной стороны, она характеризует критический энергетический порог
разрушения, а, с другой, – способность к запасанию энергии, и его физи42
ческая природа отражает следующий комплекс свойств: фрикционность
(коэффициент трения); физико-механические свойства (соответствующие
модули упругости и константы решетки кристаллита); технологическую
структуру (характеристики макродефектности).
В связи с вышеизложенным, нами разработана методология прогнозирования работоспособности высокотвердых и хрупких керамических
материалов по энергетическому критерию их поверхностной хрупкости ,
определяемой по диаграмме микровдавливания на микротвердомере, по
соотношению потенциальной энергии Ау, накопленной в процессе упругопластического деформирования при микровдавливании, и работы, необратимо затраченной на пластическое деформирование материала при образовании отпечатка Апл [1]:
 = Ау . Апл-1.
(1)
Проведены исследования по разработке износостойких образцов
торцовых уплотнений к насосам для перекачки нефтепродуктов из горячепрессованной керамики на основе карбида кремния и оксида алюминия
[2]. Установлена взаимосвязь их поверхностной хрупкости с температурой
спекания и процентным содержанием SiC (рис. 1).
а
б
в
г
Рис. 2. Лабораторное оборудование для эксплуатационных испытаний
торцовых уплотнений: а – испытательный стенд; б – притирочные станки; в – проверка плоскостности, измерение неплоскостности после притирки; г – диагностика протечки
100
SiC - Al2O3
Содержание SiC, %
80
60
40
SiC - AlN
20
0
0,5
0,6
0,7
0,8
0,9

Поверхностная хрупкость
Рис. 1. Зависимости поверхностной хрупкости от технологических факторов:
давление прессования 50 МПа; температура спекания: х – 1600 оС;
;  – 1870 оС; – 2250 оС
Стендовые испытания образцов с помощью специализированного
оборудования (рис. 2) показали возможность прогнозирования ресурса их
работоспособности методом микровдавливания по критерию  (рис. 3).
43
Рис. 3. Зависимость ресурса работоспособности от поверхностной
хрупкости при стендовых испытаниях
Литература
1. Душко, О. В. Методология прогнозирования эффективности шлифования высокотвердых керамических материалов по энергетическому критерию их
44
поверхностной хрупкости / О. В. Душко, В. М. Шумячер, Д. О. Пушкарев // Станки и
инструменты. – 2009. – № 3. – С. 20 – 22.
2. Душко, О. В. Композиционные износостойкие материалы на основе карбида
кремния / О. В. Душко, А. П. Уманский, Д. О. Пушкарев // Огнеупоры и техническая
керамика. – 2005. – № 2. – С. 22 – 24.
2.14. СТРУКТУРООБРАЗОВАНИЕ В ВЫСОКОУГЛЕРОДИСТОЙ
КАТАНКЕ ДЛЯ ВЫСОКОПРОЧНЫХ АРМАТУРНЫХ КАНАТОВ
А. Н. Емелюшин
(Магнитогорский государственный технический университет
им. Г. И. Носова, г. Магнитогорск, Россия)
А. Б. Сычков, М. А. Жигарев, А. В. Перчаткин
(ОАО «Молдавский металлургический завод», г. Рыбница,
республика Молдова)
Сооружение в массовом порядке, в первую очередь, в Европе вантовых мостов, железобетонных конструкций в промышленном и гражданском строительстве (автомагистрали, виадуки, домостроение и т.п.); вызвало острую потребность в арматурных 3…19-ти прядных канатах классов прочности 1670…2000 Н/мм2 и выше диаметром 9.3…15.5 мм и более
(рис. 1). Для изготовления таких арматурных кана тов необходима катанка
диаметром 8…15 мм с пределом прочности 1150…1200 Н/мм2 и выше.
Обеспечение такой прочности для катанки, особенно больших диаметров
затруднительно. Необходимо учитывать также, что в процессе стабилизации канатов происходит релаксация напряжений на 10…15 % от предела
прочности исходной проволоки.
Высокопрочная
полиэтиленовая
Семипроволочный
Антикоррозионное канат
покрытие
Рис. 1. Семипроволочный арматурный канат
Химический состав исследуемых плавок
Марка
стали
C82D
C82D (V)
C82D (Cr)
C82D
(Cr+V)
C
Mn
Si
P
S
Cr
Ni
Cu
V
0.80...0.85 0.50...0.80 0.10...0.30 0.035 0.035
0.15
0.20 0.035 0.001
0.80...0.85 0.63...0.78 0.10...0.30 0.035 0.035
0.15
0.20 0.035 0.08
0.80...0.85 0.55...0.70 0.10...0.30 0.035 0.035 0.25…0.30 0.20 0.035 0.001
0.81...0.82 0.66...0.67 0.10...0.30 0.035 0.035 0.17…0.20 0.20 0.035
0.04
Проведенные в условиях ММЗ исследования показали, что добиться требуемого класса прочности катанки без применения таких элементов,
как хром и ванадий, не представляется возможным. Эти элементы относятся к сильным карбидо- и нитридообразующим элементам 1, 2, но при
применении ванадия преобладает дисперсионное и зернограничное упрочнение, тогда как при применении хрома преобладает твердорастворное
упрочнение (соотношение хрома между карбидами и твердым раствором
находится в соотношении 1:4). На рис. 2 (а, б, в) представлен средневзвешенный размер зерна перлита в зависимости от диаметра катанки, типа и
количества микролегирующего элемента (см. табл. 1) в сравнении с катанкой без микролегирующих добавок. Ванадий сдерживает рост зерна за
счет, выделяющихся по границам зерен карбидов или карбонитридов, тогда как в металле с хромом размер зерна тонкодисперсного перлита меняется аналогично нелегированной стали (рис. 2 и рис.3).
Характерным для ванадия и хрома, что негативно сказывается на
качестве стали, является дендритная ликвация этих элементов в микрообъемах металла 3...4. В НЛЗ и катанке имеются соответственно участки
и остатки дендритного строения, что обусловливает наличие ликвационных полосок, "шнуров" и структурной полосчатости. В условиях ММЗ
разливка в заготовки малого сечения усугубляет данный процесс. Как показали дальнейшие исследования 5, микроликвация указанных элементов обусловливает формирование в центральных частях высокоуглеродистой катанки (зоне развитой ликвационной полосчатости) - мартенситных
участков (рис. 4), которые в дальнейшем приводят к обрывности проволоки при переработке (рис. 5).
Степень развития мартенситных структур напрямую связана как с
количеством вводимых микролегирующих добавок, так и с содержанием
углерода и марганца в стали. Применение в качестве микролегирующих
добавок хрома и ванадия значительно увеличивает степень пораженности
структуры катанки мартенситными участками, но при этом их протяженность уменьшается при совместном применении хрома и ванадия за счет
их более низкого индивидуального содержания (рис. 6).
Производство данной катанки осуществляется на базе стали марки
C82D c химическим составом, представленным в табл.1.
Таблица 1
45
Массовая доля химических элементов, %
46
Средневзвешенный номер зерна
10,0
9,5
9,0
9,4
9,4
9,3
9,1
9,1
8,5
8,9
8,4
8,4
8,0
8.0 мм
9.0 мм
10.0 мм 11.0 мм
- c V;
Рис. 3. Нитриды и карбонитриды в стали C82D ( 500)
- без V
Средневзвешенный номер зерна
а
10,0
9,5
9,0
9,1
9,1
8,6
8,5
8,9
8,5
8,4
а –  50
8,0
8.0 мм
9.0 мм
- с Cr;
11.0 мм
- без Cr
Средневзвешенный номер зерна
б
10,0
9,4
9,5
б –  1000
Рис. 4. Ликвационная полосчатость в осевой зоне катанки стали марки
C82D (а) и мартенситные участки в местах ликвационных полос (б)
9,4
9,1
9,3
9,0
9,1
9,0
8,5
8,0
8.0 мм
9.0 мм
- с Cr и V;
11.0 мм
-cV
Рис. 2. Средневзвешенный номер зерна для разных диаметров катанки
из стали марки C82D, микролегированной ванадием (а), хромом (б)
и совместно ванадием и хромом (в)
а –  50
б – 200
Рис. 5. Обрывы в проволоке диаметром 4.4 мм по мартенситным участкам
47
48
Отн. значение, %
2.15. ФОРМИРОВАНИЕ СТРУКТУРЫ И СВОЙСТВ КАТАНКИ
СВАРОЧНОГО НАЗНАЧЕНИЯ
80
70
60
50
40
30
20
10
0
А. Н. Емелюшин
(Магнитогорский государственный технический университет
им. Г. И. Носова, г. Магнитогорск, Россия)
без Cr и V
Cr
V
А. Б. Сычков, М. А. Жигарев, А. В. Перчаткин
(ОАО «Молдавский металлургический завод», г. Рыбница,
республика Молдова)
Cr+V
Микролегирующий элемент
Протяженность, мкм
а
100
80
60
40
20
0
бе з Cr и V
Cr
V
Cr+V
Микролегирующий элемент
Б
Рис. 6. Степень пораженности стали закалочными структурами (а)
и протяженность этих структур (б) в зависимость от содержания
микролегирующих добавок
На основании проведенных исследовательских работ разработана
технология производства высокопрочной катанки для производства арматурных прядей.
Литература
1. Пикеринг, Ф. Б. Физическое металловедение и разработка сталей / Ф. Б.
Пикеринг. – М. : Металлургия, 1982. – 182 с.
2. Меськин, В. С. Основы легирования стали / В. С. Меськин. – М. : Металлургия, 1964. – 684 с.
3. Голиков, И. Н., Дендритная ликвация в сталях и сплавах / И. Н. Голиков,
С. Б. Масленков. – М. : Металлургия, 1977. – 224 с.
4. Ершов, Г. С. Микронеоднородность металлов и сплавов / Г. С. Ершов, Л.
А. Позняк. – М. : Металлургия, 1985. – 214 с.
5. Влияние дендритной ликвации непрерывно-литой заготовки на структурообразование в катанке из высокоуглеродистой стали / А. Б. Сычков [и др.]. Металлург. – 2008. – № 5. – С. 32 – 36.
49
В настоящее время существует два технологических процесса производства сварочной проволоки с использованием катанки, изготовленной
из стали марок типа Св-08Г2С, Св-08ГНМ, Св-08Г1НМА, Св-08ХГ2СМФ,
и т.п. 1, 2.
Традиционная технология заключается в химическом удалении окалины, волочении катанки диаметром 5.5…6.5 мм в проволоку диаметром
1.6…0.8 (0.6) мм с применением 1…2 операций смягчающей термической
промежуточной обработки (черного или светлого рекристаллизационного
отжига) и последующего омеднения.
Современная технология предполагает получение сварочной омедненной проволоки конечных диаметров без применения смягчающей термообработки как заготовки (катанки), так и проволоки в промежуточных
диаметрах за счет обеспечения уникального комплекса свойств катанки,
способной деформироваться до конечных диаметров 0.8 (0.6) мм. Эта технология включает следующие технологические операции: механическое
удаление окалины, сухое волочение катанки в проволоку промежуточного
диаметра 2.2…1.7 мм, затем без применения промежуточной термообработки – мокрое волочение, совмещенное с электрохимическим омеднением поверхности проволоки диаметром 5.0…0.8 (0.6) мм. При этом достигается сокращение затрат на:
- травление катанки и проведение термической обработки проволоки;
- эксплуатацию и обслуживание термического оборудования;
- содержание штата технологического и обслуживающего персонала;
- утилизацию продуктов химического травления окислов с поверхности катанки.
На ММЗ 3 производство сварочной катанки из легированных марок стали началось со стали Св-08Г2С, которая исторически предназначалась для изготовления сварочной проволоки по традиционной схеме на
метизных предприятиях СНГ, и только с 2003 г. (хотя отдельные попытки
проводились и ранее) – современной схеме для ОАО МежгосметизМценск (МГММ) 1,2. Естественно, что для последней – современной
схемы производства сварочной проволоки требуется катанка, обладающая
чрезвычайно высокими пластичностью и способностью к холодной деформации со значительной ее суммарной степенью ( до 98.8 %). Учитывая опыт освоения и внедрения новейших технологий при производстве
50
катанки из стали типа Св-08Г2С, достигнутые при этом положительные
результаты переработки способом прямого волочения на метизных предприятиях в готовую омедненную проволоку диаметром до 0,8 мм, специалистами ММЗ освоено и внедрено производство катанки из стали марок
типа Св-08ГНМ, Св-08Г1НМА, Св-08ХГ2СМФ, способной подвергаться
волочению до необходимых конечных диаметров без начальной или промежуточной термических обработок. Для повышения технологической
пластичности указанных сталей применяют способы, снижающие упрочняющий эффект при деформировании металла, то есть нейтрализующие
механизмы дисперсионного, зернограничного, дислокационного упрочнения и легирования твердого раствора. Нами разработаны принципы
пластифицирования катанки сварочного назначения, снижающие действие
выше перечисленных упрочняющих эффектов, которые заключаются в:
- уменьшении общей степени легирования твердого раствора путем
понижения содержания в стали упрочняющих элементов в рамках требований НД с учетом допусков, а именно углерода, марганца, кремния,
фосфора, хрома, никеля, меди, молибдена, ванадия;
- снижении микродеформации (МКД) кристаллической решетки
феррита и плотности дислокаций  за счет вывода из твердого раствора
атомов внедрения азота, это достигается связыванием азота бором в мелкодисперсный нитрид бора в близком к стехиометрическому соотношению B/N  0.8;
- исключении в максимальной степени микроликвационных явлений
в НЛЗ и прокате, вероятности формирования закалочных бейнитномартенситных участков (БМУ) при помощи уменьшения содержания в
стали количества ликвирующих элементов, а также оптимальной термической обработки стали и проката.
В таблице приведены химический состав и механические свойства
катанки, которые гарантировано выполняются при применении разработанных на ОАО «ММЗ» технологических процессов производства стали,
ее внепечной обработки, непрерывной разливки, двустадийного охлаждения катанки на линии Стелмор.
Таблица 1
Химический состав легированных марок стали сварочного назначения*
Массовая доля элементов, не более (или в пределах), %
Марка
стали
а
б
Рис. 1 Термокинетическая диаграмма превращения аустенита
в электростали марки Св-08ГНМ (а) и Св-08Г2С (б)
Механические свойства
σ в,
Ψ, %
Н/мм2
C
Si
Mn
Mo
Ni
Cr
S
P
Cu
Nсвоб
V
Св-08Г2С
0.07
0.25
0.20
0.20
0.007
-
≤ 520
≥ 70
0.901.05
0.600.70
0.500.70
0.60- 0.10
0.75
0.50- 0.10
0.60
0.20 0.70
1.00
0.01
5
0.01
0
0.01
0
0.02
0
0.020
0.07
1.751.90
0.550.70
0.971.10
1.001.40
0.15
Св-08ГНМ
0.700.90
0.150.30
0.200.35
0.200.40
0.012
0.20
0.007
-
≤ 650
≥ 60
0.012
0.20
0.007
-
≤ 600
≥ 65
0.020
0.15
0.007 0.15
0.30
≤ 600
≥ 65
Св0.07
08Г1НМА
Св0.04
08ХГ2СМФ
0.08
Результаты исследования этих четырех разнолегированных марок
стали показывают следующие закономерности. Наилучшие пластические
характеристики катанки наблюдаются при изотермической выдержке в
интервале температур 600…700 о С в течение 20…30 мин., причем выдержка в течение 30 мин. влияет в большей степени. Эти условия в максимальной степени соответствуют изотермическим условиям превращения аустенита в феррит. Наличие в ряде случаев БМУ определяется структурным наследием металла.
ТКД (рис. 1) для металла из стали Св-08ГНМ и Св-08Г2С (ТКД построена М.Ф. Евсюковым – ИЧМ НАН Украины 6) в динамике процессов охлаждения косвенно подтверждают и изотермическую картину
структурных превращений.
Микроструктура катанки, полученная при максимально возможной
изотермической выдержке в промышленных условиях ММЗ, представлена
на рис. 2.
Примечание - * элементы, не указанные в таблице, регламентированы ГОСТ 2246.
51
а
б
в
Рис. 2. Микроструктура сварочной катанки: а – Св-08ГНМ: Ф-68-75 %,
П-10-12 %, Б-15-20 %; б – Св-08Г2С: Ф-80%, П-15%, Б-менее 5 %;
в – Св-08ХГ2СМФА: Ф-70 %, Б-30 %.
Таким образом, анализируя ТКД, подтвержден вывод о том, что наличие в структуре металла БМУ неизбежно, при этом важно, в каком количестве и в каком структурном виде они существуют. Установлено, что
при оптимальных режимах изотермической обработки вышеуказанных
сталей количество БМУ можно минимизировать или свести к нулю в сталях сварочного назначения.
52
Литература
1. Таранец, М. А. Современные тенденции развития производства сварочной проволоки типа Св-08Г2С/ Рынки сортового проката и метизов : Сб. материалов 2-ой ежегодной НТК, Алушта, 2004 (Металл-курьер). – С. 83 – 85.
2. Особенности производства сварочной омедненной проволоки на ОАО
"Межгосметиз-Мценск" / В. П. Костюченко [и др.]. – Сварщик в Белоруссии. –
2005. – № 1(8). – С. 12 – 15.
2.16. ОПРЕДЕЛЕНИЕ КРИТИЧЕСКОЙ ТОЛЩИНЫ
ДИФФУЗИОННОГО ВАНАДИРОВАННОГО ПОКРЫТИЯ
НА ЗУБЧАТЫХ КОЛЕСАХ И ЧЕРВЯКАХ, ИЗГОТОВЛЕННЫХ
ИЗ ВЫСОКОПРОЧНОГО ЧУГУНА
Рис. 1. Расчетная схема к определению критической толщины
диффузионного покрытия
А. А. Веселовский, Р. А. Веселовский
(Орский гуманитарно-технологический институт, г. Орск, Россия)
Решение такой задачи для частицы, ударяющейся о плоскую плиту,
имеющую твердое покрытие и мягкую сердцевину, сводится к уравнению,
показывающему взаимосвязь между силой (Р), действующей на частицу,
размером частицы (Rпр), радиусом отпечатка, оставляемого частицей на
покрытии (а), и свойством системы «покрытие- сердцевина», характеризуемым модулем сдвига (G):
А. Н. Емелюшин
(Магнитогорский государственный технический университет
им. Г. И. Носова, г. Магнитогорск, Россия)
Термодиффузионное упрочнение зубчатых колес и червяков ванадием приводит к созданию на их поверхности высокотвердого покрытия
на основе карбида ванадия. При этом микротвердость карбидного слоя
(28000 – 29000 МПа) превышает твердость большинства абразивных материалов, попавших в зону контакта сопряженных пар.
Диффузионные карбидные покрытия имеют небольшую толщину и
хрупкую природу разрушения. Поэтому абразивные частицы крупных
размеров в условиях динамического нагружения могут вызвать разрушение покрытия.
После упрочнения поверхности зубьев колес и червяков сердцевина
имеет низкую твердость. Поэтому карбидное покрытие, обладающее высокой твердостью, «лежит» на мягкой основе.
В этой связи является важным определить какую нагрузку способен
выдерживать упрочненный слой и какова должна быть его толщина, прежде всего для упрочненных зубчатых колес и червяков в конкретных условиях изнашивания без объемной закалки, т.е. при мягкой сердцевине и
твердой поверхности, полученной после термодиффузионного ванадирования.
Расчетная схема определения критической толщины диффузионного покрытия представлена на рис. 1.
Задача сводится к определению критической силы (Ркр), соответствующей ей толщины слоя (hкр), а также величины смятия (а), при которых
происходит продавливание покрытия.
53
Р
G
8Ga3
;
3Rпр
(1)
Eпр
2(1   2 )
,
где Епр – приведенный модуль упругости; μ2 – коэффициент Пуассона покрытия.
Епр 
Е2 (1  3 )
,
(1  2 2 )(1  1 )
где Е2 – модуль упругости покрытия; μ1,μ2,μ3 – соответственно коэффициенты Пуассона материала частицы и сердцевины.
Разрушение абразивных частиц, защемленных между двумя высокотвердыми поверхностями, носит ударный характер. Учитывая, что твердость диффузионных покрытий значительно больше твердости абразивных частиц, можно предположить, что сила воздействия абразивных частиц не может быть больше силы их разрушения:
абр
Р = Р кр ;
(2)


абр
2
Ркр
 Rпр
 абр ,
 
где  абр – напряжение, разрушающее абразивную частицу.
С учетом (2) и (3) формула (1) примет вид:
54
(3)
 
2
Rпр
 абр 
8Ga3
,
3Rпр
(4)
откуда:
а  Rпр 3
 .
3  абр
(5)
8G
Примем, что критическая толщина диффузионного слоя находится в
прямой зависимости от радиуса отпечатка, оставляемого частицей:
hкр = С∙а,
(6)
Примем за величину (а) радиус вписанной окружности в оставленный от алмазной пирамиды отпечаток в покрытии.
При нагрузке 0,49Н величина а (см рис.2) составляет 2,143 мкм.
Критическая толщина покрытия при этой нагрузке на алмазную пирамиду
составит 5 мкм. Тогда С = hкр/а = 2,33. Аналогично рассуждая для нагрузок 0,98Н; 1,47Н; 1,96Н; 2,45Н, определяем, что коэффициент С изменяется в пределах 2,33-3,13.
Тогда формула (6) примет вид:
hкр = (2,33-3,13) ∙а.
где С – коэффициент пропорциональности.
Тогда, подставляя (5) в (6), получим:
3 абр
hкр  СRпр 3
.
(7)
8G
С целью установления величины С для процесса ванадирования высокопрочного чугуна были проведены эксперименты по вдавливанию при
различных нагрузках твердого тела в покрытие различной толщины. В
качестве твердого тела использовалась алмазная пирамида прибора ПМТ3. Изменяя нагрузку на микротвердомере ПМТ-3, добивались начала появления трещин в сформированном покрытии, исходящих от отпечатка,
которые свидетельствовали о начале его разрушения (продавливания).
При этом фиксировалась нагрузка и толщина покрытия, которая принималась за критическую толщину.
Графическая интерпретация полученных результатов представлена
на рис. 2.


2
3
5
4
Эффективная толщина слоя, мкм
18
16
14
10
8
6
4
6
2
0
2
4
6
8
10
12
14
А. Н. Емелюшин
(Магнитогорский государственный технический университет
им. Г. И. Носова, г. Магнитогорск, Россия)
В рамках программы по повышению стойкости ножей листопрокатных цехов ОАО «ММК» за период с 2005 по 2008 год были разработаны
три новые марки стали, работающие в различных условиях (табл. 1):
Таблица 1
Марки стали, работающие в различных условиях
16
Назначение
ножи копрового цеха, работающие на удар
ножи работающие только на износ рабочей кромки
ножи работающие на износ и при ударных нагрузках
Внедрение новых марок сталей позволило:
- во-первых, заменить сталь 6ХВ2С, которая не обеспечивала необходимый уровень прочности при изготовлении ножей;
- во-вторых, заменить сталь Х12МФ, при производстве ножей из которой брак в переделе достигал до 100 %.
- в-третьих, достигнуть увеличения стойкости от 1,5 до 5 раз в зависимости от агрегата резки.
Однако при разработке нескольких марок стали вместо одной увеличивается вероятность пересортицы на каждом этапе изготовления при
переделе.
Так за 2008 год по причине пересортицы забраковано 0,896 т, на
144067,41 руб.
В 2008 г в МГТУ был проведен комплекс исследований по разработке универсальной марки стали, сочетающей в себе высокую износостойкость при одновременно высоком уровне ударной вязкости.
12
0
Н. Г. Павлова, С. В. Никитин
(ЗАО «Механоремонтный комплекс» ОАО «ММК», г. Магнитогорск,
Россия)
Марка стали
55ХН2МФ
6Х3В3МФС
5ХНВС
20
1
2.17. РАЗРАБОТКА И ОСВОЕНИЕ НОВОЙ УНИВЕРСАЛЬНОЙ
МАРКИ СТАЛИ ДЛЯ НОЖЕЙ ОАО «ММК»
18
Диагональ отпечатка пирамиды, мкм
Рис. 2. Номограмма определения критической толщины покрытия
(кривая 6) на высокопрочном чугуне ВЧ 60 после ванадирования при
нагрузке на индентор: 1 – 0,49Н, 2 – 0,98Н, 3 – 1,47Н, 4 – 1,96Н, 5 – 2,45Н
55
56
ударная вязкость
1000
950
900
Температура
закалки
Балл иглы
мартенсита
1
2
3
4
5
6
860
900
920
940
950
980
1,5
2
3
5,5
6
50
40
30
20
0,51
0,55
0,62
900
38
34
25
940
52
46
26
980
43
37
23
Рис. 3.
Зависимость величины иглы мартенсита от
температуры закалки
850
зависимость ударной вязкости от содерж .
Углерода при отп. 280
60
т-ра отпуска
ударная вязкость
Температура закалки,
С
В лабораторных условиях выплавлялись слитки, различные по хим.
составу, всего 12 плавок с различным содержанием углерода, хрома, молибдена, ванадия, никеля, ниобия, из которых изготавливались образцы
для проведения необходимых испытаний, и выбора оптимального хим.
состава стали для изготовления ножей.
На образцах отрабатывались оптимальные режимы термообработки
после чего проводились испытания на определение свойств металла:
- ударной вязкости, содержание остаточного аустенита, твердости,
микротвердости основы, абразивной износостойкости и содержание карбидов в металлической основе.
Выбор оптимальных температур нагрева под закалку и отпуска проводился на основании результатов исследования микроструктуры и распределения твердости по сечению образцов, прошедших термическую
обработку.
7
Балл иглы мартенсита
зависимость остаточного аустенита от содерж .
хрома при отп. 280
9
7
5
3
1
1,61
2,87
4,24
6,15
900
1,34
1,43
1,69
2,89
940
1,51
1,89
3,42
7,31
980
1,91
2,11
4,07
т-ра отпуска
8,64
Рис. 4.
Рис. 1.
Таким образом, выбраны оптимальные режимы термической обработки.
ударная вязкость
По результатам испытаний определены зависимости различных
свойств от содержания каждого из легирующих элементов.
зависимость износостойкости от содерж . хрома
при отп. 350
2,5
2
Экономическая целесообразность
Экономический эффект для ОАО «ММК» от перехода на ножи
«МРК» из спец стали 5, исходя из расчетов специалистов ЦЛК за счет
увеличения стойкости ножей на 10 % и уменьшения времени простоев по
причине перевалки ножей составит 1073487 рублей в год.
Экономическая эффективность для ЗАО «МРК» возможна лишь в
случае снижения технологических издержек при производстве ножей.
Согласно программы по снижению технологических издержек в
2008 году была разработана технологическая документация на изготовле-
1,5
1
1,61
2,87
4,24
6,15
900
1,4296
1,8296
2,0296
2,2169
940
1,3848
1,7848
1,8848
2,2248
980
1,2672
1,6672
1,7672
2,1103
Выбран оптимальный хим. состав для изготовления ножей, он был
обозначен как СП-5.
В лабораторных условиях образцы из стали СП5 показали износостойкость на 15 % выше чем у существующей марки стали 6Х3В3МФС,
при сохранении высокой ударной вязкости на уровне 5ХНВС.
В дальнейшем были изготовлены опытные партии дисковых ножей.
При промышленных испытаниях опытные партии ножей показали
увеличение стойкости на 10 – 20 % в зависимости от агрегата резки.
т-ра отпуска
Рис. 2.
57
58
ние опытных партий дисковых ножей из слитка ЭШП без кузнечного передела.
Ножи вытачивались непосредственно из слитка ЭШП.
Проведение контроля УЗК слитку показало соответствие группе 2n
по ГОСТ24507, что совпадает с качеством металла различных ответственных поковок.
При разработке необходимой оснастки для переплава ЭШП в заготовку в виде трубы и получением ножей механической обработкой без
кузнечного передела мы получим экономический эффект только за счет
снижения затрат на кузнечный передел в количестве 4203600 рублей в год.
Выводы:
1. Достигнуто необходимое увеличение стойкости ножей для эффективной работы агрегатов резки при минимальных затратах.
2. Благодаря полученным результатам исследований зависимости
свойств стали от хим. состава возможно достижение большего увеличения
стойкости за счет применения новых способов упрочнения, возможно
применение ножевой стали для изготовления другой номенклатуры деталей, работающих в условиях повышенного изнашивания.
3. После проектировки и изготовления оснастки для выплавки заготовки в виде трубы методом ЭШП возможно значительное снижение
производственных затрат и сокращение времени цикла изготовления ножевой продукции.
2.18. ИСПОЛЬЗОВАНИЕ ЭЛЕМЕНТОВ СТРУЙНОЙ ТЕХНИКИ
ДЛЯ ВЫСЕВА СЕМЯН СЕЯЛКИ
Ю. Г. Бурков, В. В. Матюшков
(Волжский институт строительства и технологий (филиал) ВолгГАСУ,
г. Волжский, Россия)
Разработка и применение в практических условиях струйных систем
управления при работе сеялок сельскохозяйственного типа имеет продолжительную историю. Еще в работе [1] Л.А. Залманзон дал обзор испытательных конструкций сеялок с пневмовыбросом семян (в основном по
зарубежным материалам), где использовалась струйная система автоматической компенсации случайно пропущенных зерен. Система включала
струйный индикатор вылета каждого отдельного зерна, логические элементы и элементы памяти, которые формировали командные сигналы на
подачу пропущенного зерна из запасной ёмкости.
В других системах с помощью элементов струйной пневмоавтоматики подсчитывалась частота пролета зерен через распределительную
трубку и изменялась скорость вращения подающего барабана для поддерживания на постоянном уровне количества подаваемых зерен в единицу
59
времени. За прошедшее с момента написания работы [1] появилось множество разработок, в которых с помощью пневматических устройств решающих проблемы управления процессом высева семян и повышение
точности этого процесса. Анализ существующих конструкций, проведенный по доступным научно-техническим материалам, позволяет сделать
ряд выводов.
В большинстве случаев импульсы, с помощью которых задается количество семян на единицу длины поля, формируется перфорированным
диском, периодически перекрывающим воздушный поток от источника
сжатого воздуха. Диск кинематически связан с колесом сеялки, передаточное отношение между этими элементами, а следовательно, и число
управляющих импульсов на единицу длины перемещения сеялки вдоль
поля настраиваются в зависимости от требуемого линейного расстояния
между соседними высеянными семенами в каждом рядке. Необходимое
передаточное число между колесом сеялки, управляющим диском и его
конструктивными параметрами (числом прорезей для организации воздушного импульса) связаны формулой:
2Rk i
l
,
zпр
где: l – требуемое расстояние между соседними семенами, мм; Rk, - радиус колеса
сеялки кинематически связанного с диском, мм; zпр – число прорезей на управляющем диске; i – передаточное отношение от колеса сеялки к управляющему
диску.
Как видно из формулы, величина l от скорости сеялки на практике
не зависит.
Однако на практике с увеличением скорости посевного машиннотракторного агрегата увеличивается частота управляющих импульсов, а
также изменяется и форма импульсов: характер нарастания и падения давления и абсолютная продолжительность импульса во времени. Вполне
вероятна также необходимость оптимизации скважности (т.е. соотношение между продолжительностью импульсов, соответствующих «1» и «0»)
для каждой скорости движения посевного машинно-тракторного агрегата
и каждого типа используемых семян (вид, вес, форма и т.д.), что отражается на конструкции диска и усложняет отладку и настройку процесса высева семян. Отмеченные обстоятельства снижают агротехнические показатели, поскольку могут привести к пропуску семян или к высеву двух и
более семян в одно место.
Второе направление разработок связано с попытками, так или иначе
встроить элементы струйной техники в сам процесс подачи зерен. Иллюстрацией может являться, например пневматический высевающий аппарат
[2], в котором пульсатор давления выполнен в виде струйного усилителя,
а устройство для отбора семян – в виде струйного бистабильного элемента. Процесс управления высевом основан на периодическом закрывании
атмосферного отверстия заслонкой, кинематически связанной с опорным
колесом сеялки (схема высевающей части аппарата показана на рис.1).
60
Рис. 2. Усовершенствованный пневматический струйный
высевающий аппарат
Рис. 1. Схема высевающего аппарата со встроенным струйным
бистабильным элементом
В этих конструкциях используются уникальные (т.е. разработанные
только для этих сеялок) струйные элементы. Профиль каналов в принципе
должен изменяться в зависимости от вида, формы и других параметров
посевного материала.
Учитывая вышесказанное, принципы построения высевающего аппарата с использование элементов струйной техники могут быть сформулированы следующим образом:
- генерирование управляющих импульсов необходимо осуществлять
с помощью серийных струйных элементов управления, а частота импульсов и их характеристики (скважность, скорость нарастания и падения давления и т.д.) не должны зависеть от скорости сеялки. Необходимо предусмотреть также возможность регулирования процесса высевания в зависимости от вида посевного материала и агротехнических требований;
- тракты подачи семян и система управления подачей должны быть
разъединены для увеличения надежности просева высева.
В качестве одного из решений, удовлетворяющего этим принципам,
может быть пневматический струйный высевающий аппарат [3], схема
которого показана на рис. 2.
Аппарат содержит источник сжатого воздуха 1, бункер 2 для семян,
к которому присоединен канал 3 накопления семян и камера 4 ворошения,
связанная с выходом генератора 5 пневматических импульсов. Канал 3
накопления семян связан с направляющим каналом 6, имеющим сопло 7
высева и сопло 8 отсечения. Выход направляющего канала 6 перфодиска
11 связано с источником питания сжатым воздухом 1, а приемное сопло 12
перфодиска – с входом формирования импульсов 13.
61
Формирователь импульсов 13 включает в себя серийные струйные
дискретные элементы 14 и 15 [4], связанные между собой воздуховодами
16 и 17 причем длина воздуховода 16 значительно больше длины воздуховода 17.
Длина воздуховода 18, связывающего выход формирователя импульсов 13 с соплом 8 отсечения, больше длины воздуховода 19, соединяющего выход формирователя 13 импульсов с соплом 7 высева.
Пневматический струйный высевающий аппарат работает следующим образом. Семена из бункера 2 поступают в камеру 4 ворошения, в
которой под действием импульсов давления от генератора 5 они находятся
во взвешенном состоянии. Это препятствует образованию свода и обеспечивает беспрепятственное поступление семян в канал 3 накопления семян,
где они выстраиваются последовательно друг за другом. Во время движения сеялки происходит вращение перфодиска 11, кинематически связанного с колесом сеялки. Когда между питающим 10 и приемным 12 соплами окажется вырез перфодиска 11, на вход формирования импульсов 13 от
источника питания 1 поступает управляющий сигнал на формирование
кратковременного импульса давления на выходе формирователя. Продолжительность импульса не зависит от скорости движения сеялки, а определяется только разностью длин воздуховодов 16 и 17. Импульс давления по
воздуховоду 19 поступит к соплу 7 высева и произойдет подача одного
семени семяпровод 9. С некоторой задержкой, определяемой разностью
длин воздуховодов 18 и 19, и импульс давления поступит к соплу 8 отсечения, делая невозможным поступление семян в семяпровод 9 до следующей точки высева. Второе семя поступит в семяпровод 9 при прохожде62
нии следующего выреза перфодиска 11 между питающим и приемным
соплами. Далее цикл повторяется.
Пневматический струйный высевающий аппарат может быть использован для поштучного высевания различных зерновых культур. При
замене одной зерновой культуры на другую, отличающуюся весом и размером семян, достаточно лишь скорректировать продолжительность импульса на выходе формирователя 13 (путем подбора длин воздуховодов 16
и 17 или другими способами) и задержку поступления импульсов к соплу
отсечения (также путем подбора длин воздуходувов 18 и 19).
Изменение скорости движения сеялки (как замедление, так и ускорение) не влияет на расстояние между точками высева. Последнее зависит
от параметров в вышеприведенной формуле.
Литература
1. Залманзон, Л. А. Специализированные аэродинамические системы автоматического управления / Л. А. Залманзон. – М. : Наука, 1978, – 464 с.
2. А.с. № 1113017 СССР. Пневматический высевающий аппарат / В. М. Бумаков, В. И. Балмуш, В. Н. Левенев // Бюл. № 12. – 1981.
3. Пат. №2325795 РФ. Пневматический Струйный высевающий аппарат/ Ю.
Г. Бурков, В. А. Горюнов, Л. Ф. Шмелев // Бюл. №1. – 2008..
4. Струйные логические элементы и устройства автоматического управления технологическим оборудованием. Отраслевой каталог / Под ред. Э. И. Чаплыгина – М. : ВНИИТЭМР, 1989.
2.19. РЕГРЕССИОННАЯ МОДЕЛЬ РАСТЕКАЕМОСТИ
КЕРАМИЧЕСКОЙ СВЯЗКИ С ФЛЮОРИТОМ
растекаемость, а её оптимальное значение позволяет выбрать необходимый состав компонентов. Поэтому, с целью дальнейшей оптимизации состава флюоритовой связки в данных исследованиях, на основе методики
рационального планирования эксперимента, разработана регрессионная
математическая модель растекаемости, которая учитывает концентрации
компонентов при температуре 1100 °С. Обоснование температуры плавления представлено в работе [3].
В качестве основных компонентов керамической связки были выбраны: латненская глина, полевой шпат, борная фритта и тальк. Наиболее
тугоплавким компонентом связки является глина. Содержание глины в
связке не рекомендуется брать менее 25 %, что и было принято во всех
экспериментах. С учетом результатов предварительных испытаний, содержание полевого шпата принято от 41 до 16 %, борной фритты – от 25
до 50 %. На основании производственных данных, содержание талька
принято равным 6 %. С учетом предварительных исследований, содержание флюорита изменяли от 3 до 12 %.
Содержание компонентов связки приведено в табл. Вершины концентрационного треугольника определяют составы 1 – 3. Составы 4, 5 и 6
согласно матрице планирования эксперимента рассчитаны, как среднее
арифметическое составов, находящихся на концах соответствующих сторон концентрационного треугольника. Состав 7 рассчитан в пропорции
1:2.
Таблица 1
Составы, среднее арифметическое μ и дисперсия S2(μ) растекаемости
Связка
1
2
3
4
5
6
7
Н. В. Носенко, В. М. Шумячер, И. В. Надеева
(Волжский институт строительства и технологий (филиал) ВолгГАСУ,
г. Волжский, Россия)
Одним из основных направлений повышения эффективности производства абразивного инструмента является создание керамических связок
с низкой температурой обжига. С этой целью в состав связок вводили бой
бутылочного стекла и высококачественную легкоплавкую детскосельскую
глину, маршалит и силикатглыбы, борное стекло, борную фритту и др. [1].
В стекольной промышленности уменьшение температуры плавления шихты обеспечивается введением фторсодержащих компонентов [2]. Учитывая, что керамическую связку так же можно отнести к стеклам, в состав
керамической связки был добавлен флюоритосодержащий компонент.
Предварительные испытания показали, что за счет введения флюорита
температура плавления связки может быть снижена на 150 – 200°С [3].
Одним из основных критериев, определяющих эффективность использование связки для абразивных изделий из электрокорунда, является
63
Глина
латненская
0,25
0,25
0,25
0,25
0,25
0,25
0,25
Шпат
полевой
0,41
0,16
0,27
0,29
0,34
0,22
0,28
Фритта
борная
0,25
0,50
0,30
0,38
0,28
0,40
0,35
Тальк
Флюорит
0,06
0,06
0,06
0,06
0,06
0,06
0,06
0,03
0,03
0,12
0,03
0,08
0,08
0,06
μ,
%
87
143
170
105
116
159
135
S2(μ),
%2
18,2
19,4
140
30,4
19,9
57,3
10,3
Поскольку концентрации глины и талька постоянны, то из пяти
основных компонентов связки переменными остаются только три: полевой шпат, фритта и флюорит. Это позволяет воспользоваться симплекс
решетчатым планированием эксперимента при трех переменных факторах
[4].
Так как первоначальный состав связки не трехкомпонентный, для
q
выполнения условия
 xi  1 ,
где хi – концентрация компонента, q – их
i 1
количество, проведено нормирование содержания. Вторым обязательным
64
требованием использования данной методики является наличие чистого
вещества в вершинах концентрационного треугольника. В наших условиях исследование системы осуществляется в локальном участке диаграммы. Поэтому составы 1 – 3 приняты за самостоятельные псевдокомпоненты. Остальные составы, соответственно, в последующем преобразованы
до псевдокомпонент. Расположение экспериментальных точек 1 – 7 показано на рис. Там же приведены экспериментальные точки 8 – 13 для проверки регрессионной модели.
При решении системы из шести уравнений определены значения
коэффициентов, после подстановки которых в (2) получены формулы связи между координатами xi и псевдокоординатами zi:
z1 = 2,267 – 2,760x2 + 6,133x3,
z2 = –0,933 + 2,760x2 – 1,533x3,
z3 = 1 – z1 – z2 = –0,333 + 7,667x3.
В окончательном виде регрессионная модель растекаемости при
температуре 1100 °С будет иметь вид:
μ1100 = 334 – 1584Х2 – 7845Х3 + 46800Х2Х3 + 2160Х22 + 12346Х32 –
–84444Х2Х32 – 50667Х22Х3 + 62551Х33,
где Х2, Х3 – концентрация соответственно борной фритты и флюорита.
Содержание полевого шпата X1 определяем из условия:
Х1 + Х2 + Х3 = 0,69.
Литература
1. Гаршин, А. П. Абразивные материалы и инструменты. Технология производства : учеб. пособие / А. П. Гаршин, С. М. Федотова. – СПб. : Изд-во Политехн. ун-та, 2008. – 1010 с.
2. Технология стекла / Под ред. И. М.Китайгородского. – М. : Стройиздат,
1967. – 584 с.
3. Носенко, Н. В. Флюоритосодержащие связки для абразивного инструмента / Н. В. Носенко // Инструмент и технологии, 2003. – № 13 – 14. – С. 69 – 73.
4. Винарский, М. С. Планирование эксперимента в технологических исследованиях / М. С. Винарский, М. В. Лурье. – Киев : Технiка, 1975. – 168 с.
5. Гмурман, В. Е. Теория вероятностей и математическая статистика : учеб.
пособие / В. Е. Гмурман. – М. : Высш. шк., 2001. – 479 с.
Рис. 1. Расположение экспериментальных точек на диаграмме
полевой шпат – борная фритта – флюорит
После обработки экспериментальных данных получено следующее
уравнение регрессии в псевдокомпанентах zi:
у1100 = 87z1+143z2+170z3–40z1z2–50z1z3+10z2z3+285z1z2z3;
(1)
Так как число степеней свободы всех выборок измерений одинаково, при сравнении дисперсий использован наиболее точный критерий
Кочрена [5]. Установлено, что дисперсии можно считать однородными.
Погрешность моделирования функции отклика в различных точках
симплекса неодинакова, поэтому оценку достоверности полученной математической модели сделана в каждой точке плана контрольных опытов.
Сопоставление расчетного значения критерия Стьюдента с табличным
значением t0,003; 30 = 3,32 позволяет сделать заключение о достоверности
регрессионной модели.
Для практического использования модели (1) псевдокомпоненты zijk
переведены в натуральные компоненты. В любой точке трехфакторного
плана перевод из одной аффинной системы в другую осуществляется по
формулам:
z1 = z1(1) + х2(z1(2)– z1(1)) + х3(z1(3)– z1(1)),
(2)
z2 = z2(1) + х2(z2(2)– z2(1)) + х3(z2(3)– z2(1)).
65
2.20. ОЦЕНКА ФИЗИКО-МЕХАНИЧЕСКИХ И ЭКСПЛУАТАЦИОННЫХ
ХАРАКТЕРИСТИК ЭЛЕКТРОКОРУНДОВЫХ МАТЕРИАЛОВ
ИЗ ОТХОДОВ ПРОИЗВОДСТВА ШЛИФОВАЛЬНОГО
ИНСТРУМЕНТА
О. И. Пушкарев, Е. С. Данилова, Г. М. Мальгинова
(Волжский институт строительства и технологий (филиал) ВолгГАСУ,
г. Волжский, Россия)
Технологические отходы производства шлифовального инструмента
на керамических связках в абразивной промышленности (обточка, брак
сырца и термообработанных кругов) составляет до 20 % от объема производства.
В связи с этим, задача их регенерации и вторичного использования
в качестве инструмента на машиностроительных предприятиях является
актуальной задачей.
66
Это зерно является продуктом двух основных технологических
процессов: плавки и дробления, предопределяющих на конечном этапе у
потребителей шлифматериалов и изготавливаемых на их основе инструментов качество абразивной обработки. В общем виде задачи, стоящие
перед плавкой – получение материала нужной прочности, а перед дроблением, – получение зерна нужного размера, формы и физико-механических
характеристик, в зависимости от условий шлифования.
Из вышеизложенного очевидно, что для решения поставленной задачи необходимо в первую очередь оценить физико-механические характеристики шлифовальных материалов [1 – 27], регенерованных из отходов
(условная марка Р) в сравнении с пробами серийных марок.
В реальных процессах абразивной обработки реализуются не только
разрушение отдельных микрообъемов зерна, но и разрушение его в целом,
причем количественное соотношение этих априори неизвестно.
Поэтому для объективного мониторинга качества шлифматериалов
и прогнозирование их работоспособности необходимо использовать методы оценки хрупких и прочностных свойств абразивного зерна как конструкции из данного абразивного материала [3, 4] и методы оценки микромеханических свойств вещества зерен абразива [5].
На основе указанной методологии исследования проводили на пробах электрокорундов зернистостей 40 (F46).
Качество шлифматериалов оценивали по следующим показателям:
разрушаемость пробы (100 г) в шаровой мельнице, разрушающая нагрузка
при сжатии единичного абразивного зерна, микротвердость, микрохрупкость и микропрочность материала зерна.
Режущая способность оценивали при шлифовании образцов стали
65ГА уплотненным центробежными силами слоем испытуемых абразивных зерен, находящихся во вращающемся со скоростью 35 м/сек барабане
специальной установке [6].
Результаты экспериментов приведены в табл. 1.
Таблица 1
Физико-механические и эксплуатационные характеристики
электрокорундовых шлифматериалов
Характеристики
Микротвердость, ГПа
Микрохрупкость
Микропрочность, ГПа
Разрушаемость, %
Разрушающая нагрузка при сжатии, Н
Относительная режущая способность
Анализ полученных данных показывает, что по изученным характеристикам шлифматериалы регенерированные из отходов производства
находится на уровне электрокорунда белого и могут быть использованы
для их замещения в процессе абразивной обработки.
Литература
1. Пушкарев, О. И. Прочность абразивного зерна при шлифовании / О.И.
Пушкарев, В. М. Шумячер // Технология машиностроения. – 2006. – № 7. – С. 32 –
34.
2. Пушкарев, О.И. Режущая способность абразивной суспензии при доводке
/ О. И. Пушкарев, В. М. Шумячер // Технология машиностроения. – 2006. – № 2. –
С. 32 – 34.
3. Пушкарев, О.И. Определение разрушаемости шлифматериалов в лабораторной шаровой мельнице / О. И. Пушкарев, В. М. Шумячер // Огнеупоры и техническая керамика. – 2004. – № 5. – С. 44 – 47.
4. Пушкарев, О.И. Исследование поверхностной прочности и трещиностойкости высокотвердых керамических материалов методом микровдавливания / О.
И. Пушкарев // Огнеупоры и техническая керамика. – 2002. – № 10. – С. 18 – 21.
5. Пушкарев, О.И. Прогнозирование работоспособности шлифматериалов
по результатам микромеханических испытаний их зерен / О. И. Пушкарев, В. М.
Шумячер // Станки и инструменты. – 2006. – № 3. – С. 14 – 17.
6. Пушкарев, О.И. Определение режущей способности шлифматериалов
при моделировании процессов абразивной обработки / О. И. Пушкарев, Г.М.
Мальгинова, Е.В. Славина // Станки и инструменты. – 2008. – №. 1 – с. 22 – 25.
Марки электрокорундовых материалов
нормальный
хромтитанибелый 24А
«Р»
14А
стый 92А
20
22
23
21
4,8
4,0
3,3
4,1
2,3
2,7
3,2
2,8
50
49
48
49
22,0
25,5
29,5
26,0
1,0
1,9
3,5
2,0
67
68
На рис. 2 представлена структура поверхности бруска. Наблюдаем
высокопористую структуру поверхности, состоящую из гранул.
Рис. 2. Структура поверхности гранулированного высокопористого
образца
СЕКЦИЯ 3. ПРОЦЕССЫ АБРАЗИВНОЙ ОБРАБОТКИ
Готовый брусок пропитывался серой.
Испытания бруска на режущую способность проведены на установке «ШЛИФ» Волжского института строительства и технологий (рис. 3).
3.1. УЛУЧШЕНИЕ ПРОЦЕССА СУПЕРФИНИШИРОВАНИЯ
ЗА СЧЁТ ПРИМЕНЕНИЯ ГРАНУЛИРОВАННЫХ БРУСКОВ
А.Е. Грибач, В.М. Шумячер
(Волжский институт строительства и технологий (филиал) ВолгГАСУ,
г. Волжский, Россия)
Увеличение производительности суперфиниширования и получение с минимальной шероховатостью поверхностей деталей требует увеличения режущей способности самого бруска за счет минимизации засаливаемости его рабочей поверхности. Нами поставлена задача разработки
суперфинишного бруска с высокой режущей способностью. Предлагается
способ формирования структуры суперфинишного бруска путем применения гранулированной шихты.
В результате прессования гранул был изготовлен суперфинишный
брусок из электрокорунда белого марки 25А зернистости М7 с гранулированной структурой (рис. 1)
Рис. 3. Установка для определения абразивной и режущей способности
шлифматериалов «Шлиф»
Режущая способность cуперфинишного бруска определялась по
формуле (1.1):
m  m0
,
(1.1)
Q=
t
где m0 – масса заготовки до обработки, гр; m – масса заготовки после обработки,
гр; t – время обработки, с.
Распределенная нагрузка, прилагаемая на испытываемый брусок,
вычисляется по формуле:
Рраспр.= Р/S,
(1.2)
где Р – осевая нагрузка, прилагаемая на суперфинишный брусок, Н; S – площадь
контакта рабочей поверхности суперфинишного бруска, см2.
Рис. 1. Суперфинишный проектируемый брусок из электрокорунда
белого марки 25А зернистости М7 с гранулированной структурой
69
70
Суперфинишный брусок 25АМ7 с гранулированной структурой
сравнивался с суперфинишным бруском, изготовленным по классической
технологии из того же материала 25А М7. Бруски имеют равную площадь
контактной поверхности. В обоих случаях обрабатывалась заготовка из
стали 45 в течение t = 500 с. Количество оборотов вращения заготовки
n =1 об/сек. Во время обработки использован 3% водный раствор синтетической смазочно-охлаждающей жидкости. Осевая нагрузка, прижимающая
опытный брусок к поверхности заготовки для проектируемого и стандартного бруска Pп=50 Н. Это нагрузка на брусок оказывалось посредством
навески груза массой 5 кг. Так как ширина бруска b=2,5 см, а высота h=1,5
cм, то площадь контакта рабочей поверхности суперфинишного бруска
Sп=3,75 см2. Тогда распределенная нагрузка для брусков будет:
Рраспр.=13,3 Н/см2.
Масса заготовки до обработки m0=192,86 г. После обработки опытным гранулированным бруском масса заготовки m = 192,74 г.
Масса детали до обработки стандартным бруском m01=192,74 г.
Масса детали после обработки m1=192,66 г. Подставляя значения в формулу 1.1, получим:
- для стандартного бруска Q1= 0,00016 г/с;
- для проектируемого Q = 0,00024 г/с;
Таким образом, режущая способность опытного гранулированного
суперфинишного бруска выше в 1,5 раза. Для удобства результаты измерений сведены в табл. 1.
Таблица 1
Результаты измерений
Площадь
Масса
ВреМасса
Супер- Струк
Распреде- контакта
мя
заготовки заготовки
ленная
рабочей
Q,
финиш- тура
m0 до
m после
обр.
нагрузка поверхности
г/с
ные
бруобработ- обработt,
бруски
сков
Рраспр., Н
бруска Sп,
ки, г.
ки, г.
с
2
см
Стан9
дартный
192,74
192,66
13,3
3,75
500 0,00016
25АМ7
ГраОпытнулиный
192,86
192,74
13,3
3,75
500 0,00024
рован25АМ7
ная
Кроме всего вышеизложенного особый интерес вызывает поверхность заготовки до обработки опытным бруском и после, а так же поверхности опытного бруска после обработки с СОЖ, без СОЖ и толщина слоя
засаливания в продольном разрезе.
На рис. 4 показана поверхность заготовки до обработки.
На рис. 4 поверхность имеет высокую шероховатость (кл. 9,
Ra≈0,32). На рис. 5 представлена поверхность заготовки после обработки
опытным бруском.
71
Рис. 4. Поверхность заготовки из
стали 45 до обработки (микроскоп
МБС-9 (увеличение 40х)
Рис. 5. Поверхность заготовки из стали
45 после обработки (микроскоп МБС-9
(увеличение 40х)
Из рис. 5. видно, что поверхность заготовки стала более гладкая, шероховатость уменьшилась (кл. 12, Ra≈0,04), точность поверхности возросла.
Поверхность опытного бруска после обработки без СОЖ представлена на рис.6.
Рис. 6. Поверхность опытного гранулированного суперфинишного бруска из электрокорунда белого марки 25А зернистостью М7 (микроскоп МБС-9 (увеличение
40х)
Рис. 7. Поверхность опытного гранулированного бруска после обработки
с СОЖ, микроскоп МБС-9 (увеличение 40х).
Во время обработки без СОЖ опытный брусок засалился в течение
3 мин обработки. Стандартный брусок засалился в течение 1 мин
50
сек. Обработка с СОЖ не давала опытному бруску засаливаться, в зоне
контакта образовывалась своего рода паста, состоящая из СОЖ, зерен абразива, а так же частиц диспергирования. Толщина слоя такой пасты небольшая (рис. 8). Поверхность опытного гранулированного бруска после
обработки с СОЖ имеет вид, представленный на рис. 7.
Испытания показали, что изготовленный нами опытный образец суперфинишного гранулированного инструмента имеет режущую способность превышающую в 1,5 раза стандартный суперфинишный инструмент.
Засаливаемость поверхности снижена в 2 раза. К тому же данный опыт72
ный брусок изготавливается по энергосберегающей технологии (температура обжига 800оС) и понижением давления прессования. Консолидация
структуры производится при малых давлениях (Р=0,26МПа). Предложенная технология производства суперфинишного бруска с гранулированной
структурой определяет возможность снижения себестоимости изготовления инструмента с одновременным повышением качества обрабатываемой
поверхности.
где b – припуск, снимаемый за один оборот детали; li – толщина слоя, снимаемого
одним сечением обобщенного резца.
Рис. 8 . Торцевой срез гранулированного бруска, микроскоп МБС-9
(увеличение 24х)
3.2. АНАЛИТИЧЕСКОЕ ОПИСАНИЕ СИЛ РЕЗАНИЯ
ПРИ КРУГЛОМ ТОРЦОВОМ ШЛИФОВАНИИ
Рис.1. Схема формирования режущей кромки обобщённого резца
В. И. Свирщёв
(Пермский государственный технический университет, г. Пермь, Россия)
Рассмотрим процесс круглого торцевого шлифования, как процесс
резания множеством абразивных частиц, расположенных на торце чашечного круга. При этом условно разобьем множество абразивных зерен на
группы пучком плоскостей, проходящие через ось вращения круга так,
чтобы расстояние между ними на периферии круга были равны среднему
расстоянию между зернами δ (рис. 1), причем δ = d, где d - средний размер
зёрна инструмента (шлифовального круга).
Тогда в пределах некоторого отрезка торца круга абразивные частицы, последовательно срезая материал, создают эффект резания одним
обобщенным резцом с прямолинейной режущей кромкой, содержащим N
сечений.
Количество сечений в обобщенном резце:
b
N ,
li
73
Часть обобщенного резца M, создающая силу резания на дуге контакта L круга и детали, равна отношению числа контактирующих зерен N0
на дуге контакта L к числу всех зерен N, снимающих материал толщиной
b, то есть:
N
N
M  0  0  li .
N
b
Число контактирующих зёрен равно отношению длины дуги контакта L к среднему размеру зерна инструмента (шлифовального круга) d:
L .
N0 
d
Тангенциальная составляющая силы резания Pzi на единичном резце
может быть найдена из выражения [1] :
  cos(    )
,
(1)
Pzi  0,185  H v  t  hф  
  cos(    )  sin 
где Hv – твёрдость обрабатываемого материала по Виккерсу; t – глубина шлифования (средняя толщина снимаемого слоя); hф – фактическая ширина ленточки каж74
дого сечения обобщённого резца с учётом дискретности контакта [2], ε – относительный сдвиг; ξ – коэффициент усадки стружки; η – угол трения скольжения; γ –
передний угол единичного резца.
Фактическая ширина ленточки каждого сечения обобщенного резца
hф с учетом дискретности контакта [2] :
h 
kв  t 
 
k  d 
n  0, 5
h ,
(2)
где kв – коэффициент формы вершины абразивного зерна [2]; kδ – коэффициент,
характеризующий
объёмное
строение
абразивного
инструмента,
k   k п  k ск  k пр ; kn – коэффициент поверхностной пористости круга; kск – коэффициент структуры круга; kпр – коэффициент правки круга; n=1,5 (для кругов из
электрокорунда на керамической связке) [2]; h – ширина ленточки контакта.
Относительный сдвиг [3]:


 2  2    sin   1 ,
  cos 
  cos(  )
 (; ; ) .
  cos(  )  sin
Так как усадка стружки очень слабо зависит от скорости резания и
равна примерно 1.5 [4], то для функции  :
6  cos      1  sin  
 1.5, ,   
.
cos   3  cos     2  sin  
Определим глубину шлифования t на единичном резце. Скорость
съема материала V при торцевом шлифовании:
(3)
V    Rä 2  Vï ,
между сечениями обобщённого резца,    d Rср ; i – угол между вектором
скорости Vдi и радиусом круга для i-ого единичного резца, i   / 2   i  i ,
 i – угол между направлением оси Y и радиусом Rдi ,
2 
 2
 R  R 2   R  h  
ср
ср
 дi
2 

1  arccos
.
2

R

R
дi
ср






Средняя толщина снимаемого слоя аср i-м единичным резцом определяет глубину шлифования:
V
t  aср  .
(5)
F
Подставив (3) и (4) в (5), получим:
  Rд 2 Vп
.
(6)
t  aср 
h  Vk 2  Vдi 2  cos 2 i  Vп 2
Для левой и правой половины режущей ленточки относительно оси
Y соответственно глубина шлифования составит:
L
L  Li max
t л  t  i max , t п  tср  i
,
Li
Li
где Li max , L/i – соответственно наибольшая длина дуги и полная длина дуги контакта на радиусе Rдi , Li max  2  Rдi    i  , Li  2    Rдi .
Средняя толщина слоя, снимаемого одним сечением обобщенного
резца li :
aср
aср
.
li 
Площадь F шлифуемой поверхности в единицу времени получим
умножением пути шлифования в единицу времени на ширину шлифуемой
поверхности h:
(4)
F  h  Vk 2  Väi 2  cos2 i  Vï 2 ,
Часть обобщённых резцов, создающих силу резания
N
L  li .
M  0 
N
d b
Подставив выражение (7) в (8), получим:
  Rд 2  Vп
.
M 
b  h  Vk 2  Vдi 2  cos 2  i  Vп 2
где Vк – скорость абразивного резания; Vдi – скорость детали, соответствующая
среднему радиусу режущей ленточки Rdi для i-ого единичного резца (рис. 1),
2
h
h


2
Vdi  д  Rдi ; Rдi  Rср
  Rср    2  Rср   Rср    cos i , i – угло2
2




вая координата i – ого единичного резца, i  i   , I – количество сечений
L
2
2
2
(7)
2
h  Vk  Vдi  cos  i  Vп  L
(8)
(9)
Тангенциальная составляющая силы резания Pz, создаваемая частью
обобщенных резцов М, будет складываться из двух слагаемых
Pz  Pzл  Pzп   M  Pzi   M  Pzi ,
(10)
л
обобщенного резца, i=1, 2 …., E (L/d), Е – целая часть отношения (L/d),  - угол
75
N0

d 
  Rд 2  Vп  d
где Vп – осевая подача шлифовального круга.
76
п
где Pzл , Pzп – слагаемые силы Pz , создаваемые соответственно левой и правой половинкой режущей ленточки круга.
Подставив выражение (1) и (9) в (10) с учетом (2), (6) и преобразовав, получим:
Pzл   M  Pzi ,
3.3. РАЗРАБОТКА КОНСТРУКЦИЙ ШЛИФОВАЛЬНЫХ
УСТАНОВОК ДЛЯ АВТОМАТИЗИРОВАННОГО СКРУГЛЕНИЯ
И ПОЛИРОВАНИЯ ОСТРЫХ КРОМОК ДЕТАЛЕЙ ГТД
ПОЛИМЕРНОАБРАЗИВНЫМИ ЩЕТКАМИ
В. Ф. Макаров, А. В. Виноградов
л
Pzл  0,185  H v     Rд 2  Vп 
L
 i max

 L
i 0
 i
E/2




n 1,5
n  2,5
1 1
1
к
  n 1,5  n  0,5  в    , ,   
b h
d
к

1

 V 2  V 2  cos 2   V 2
дi
i
п
 k




(Пермский государственный технический университет, ОАО «Пермский
моторный завод, г. Пермь, Россия)
n  2,5
.
(11)
Pzп   M  Pzi ,
п
Pzп  0,185  H v    Rд 2  Vп 
n  2,5
1 1
1
к
  n 1,5  n  0,5  в   , ,   
b h
d
к
n  2,5
n 1,5


 L  L 
1
i max
.
(12)

 i





 V 2  V 2  cos 2   V 2 

i 1
L


i
дi
i
п 
 k
С учетом (11) и (12) общая сила Pz тогда будет определяться из выражения:
n  2,5 1
к
1
1
Pz  0,185  H v    Rд 2  Vп 
  n 1,5  n  0,5  в   ,  ,   
b h
d
к
E/2
L
 i max

 L
i 0
 i
E/2




n 1,5

1

 V 2  V 2  cos 2   V 2
дi
i
п
 k
 L  L
i max
  i


i 1
L

i
E/2




n 1,5




n  2,5
(13)


1

 V 2  V 2  cos 2   V 2
дi
i
п
 k




Кромка детали машин – особый конструктивный элемент, порождающий при изготовлении детали множество проблем. В процессе любой
механической обработки различных деталей образуются или острые
кромки или заусенцы. Чаще всего острые кромки и заусенцы на деталях не
допускаются по требованиям чертежа. С обработкой острых кромок связаны задачи обеспечения требуемой надежности работы детали, точности
и легкости сборки, эстетики, безопасности труда и эксплуатации. Надежность работы машины обеспечивается снятием фасок, округлением и полированием кромок. В результате этого достигается снижение концентрации напряжений на кромках и повышение усталостной прочности деталей
машин. На ОАО «Пермский моторный завод» имеется множество методов
округления и полирования острых кромок деталей ГТД. Среди них в последнее время получил широкое применение метод обработки полимерноабразивными щетками. Проведены комплексные исследования по теории и практике применения таких щеток, разработаны специальные агрегатные шлифовальные установки (патент № 79066 от 20.12. 2008 г.).
Так, например, операция по скруглению кромок пазов дисков турбин автоматизирована и проводится на четырех головочном агрегатном
станке (рис.1).
n  2,5
].
Литература
1. Розенберг, А. М. Элементы теории резания металлов / А. М. Розенберг,
А. Н. Еремин. – М. : Машгиз, 1966. – 423 с.
2. Островский, В. И. Теоретические основы процесса шлифования / В. И.
островский. – Л. : Изд-во Ленингр. ун-та, 1981. – 144 с.
3. Свирщев, В. И. Технологические основы и обеспечение динамической
стабилизации процессов шлифования: Автореф. дис. на соиск. учен. степ. доктора
техн. наук. – Ижевск, 1997. – 38 с.
4. Евсеев, Д.Г. Физические основы процесса шлифования / Д. Г. Евсеев, А.
Н. Сальников. – Саратов : Изд-во Саратовского ун-та, 1978. – 128 с.
Рис.1. Агрегатный станок (вид спереди)
77
78
Станок содержит станину 1, стол 2, четыре модуля 3 . Модуль
(рис.2) состоит из стойки 4 с вертикальной неподвижной осью 5, корпуса
6, кронштейна 7. На каждом кронштейне 7 закреплена шлифовальная головка 8 с полимерно-абразивной щёткой 9.
.
Модули установлены на станине так, что обеспечен подвод и отвод
всех шлифовальных головок из рабочего положения (рис. 4, а) в отведённое (рис. 4, б) и обратно без столкновения их друг с другом.
Разворот (в горизонтальной плоскости) шлифовальной головки вместе с кронштейном и корпусом из рабочего положения, показанного на
рис. 4, a (вид на станок сверху), в отведенное положение, показанное на
рис. 4, б, осуществляется реечным механизмом 11 вокруг оси 5.
а
Рис. 2. Шлифовальный модуль
Положение шлифовальной головки по высоте (в вертикальной
плоскости) регулируется поворотом кронштейна 7 вокруг оси 10.
Шлифовальная головка каждого модуля может быть установлена
под требуемым углом к оси симметрии обрабатываемого паза в соответствующем диапазоне угла полной окружности (рис.3) разворотом вокруг оси
12 (рис.2) первый модуль 0±300 и 1800±300, второй модуль 450±300 и
2250±300, третий модуль 900±300 и 2700±300, четвёртый модуль 1350±300 и
3150±300.
б
Рис. 4. Положения шлифовальной головки: а – рабочее положение
шлифовальных головок; б – отведённое положение шлифовальных
головок
Двухчасовой режим обработки, когда диск вращается на столе 2
(рис.1) со скоростью 1 об/мин сначала в одну сторону 30 минут, затем в
противоположную сторону 30 минут, затем диск переворачивают и также
обрабатывают другую сторону диска, обеспечивает получение требуемого
Рис.3. Направления обработки кромок паза
79
80
радиуса скругления и шероховатости обработанной поверхности по 7 – 8
классу чистоты для всех ёлочных пазов диска (рис. 5, б). Установлено, что
обработка щетками не ухудшает качество торцовых поверхностей.
В современном машиностроении для изготовления точных внутренних резьб, различающихся прежде всего по профилю: треугольные (метрическая, дюймовая и треугольная), трапецеидальные, прямоугольные,
упорные и круглые широко применяют методы профильного врезного
шлифования на специальных станках с ЧПУ. Однако, в инструментальном производстве завода применяется по – прежнему устаревшая технология изготовления внутренних резьб методом профильного точения на токарных станках с последующей трудоемкой ручной доводкой профиля с
помощью чугунных притиров с алмазной пастой (рис.1). Приобретение
нового шлифовального станка с ЧПУ в условиях экономического кризиса
весьма проблематично.
а
б
Рис.5. а – паз диска до скругления; б – пазы диска после скругления
В результате внедрения технологии скругления и полирования кромок пазов дисков турбин абразивно-полимерными щетками улучшилось
качество и повысилась производительность. Так, при ручном скруглении
на обработку диска требовалось 8 часов работы. После автоматизации
обработка диска занимает 2 часа, отсутствует граненость профиля и риски
на поверхности скругления.
Аналогичные установки разработаны для скругления острых кромок
пазов типа ласточкин хвост в дисках и кольцах НА компрессора ГТД и для
скругления острых кромок елочных замков турбинных лопаток. Разрабатывается установка для скругления и полирования острых кромок на торцах зубьев шестерен.
3.4. ШЛИФОВАНИЕ ТОЧНЫХ ВНУТРЕННИХ РЕЗЬБ НА
МОДЕРНИЗИРОВАННОМ ТОКАРНО-ВИНТОРЕЗНОМ СТАНКЕ
В. Ф. Макаров, А. В. Лизнев
Рис. 1. Ручная доводка внутренней резьбы контрольного резьбового
кольца на чугунном притире с алмазной пастой
(Пермский государственный технический университет, ОАО «Пермский
моторный завод», г. Пермь, Россия)
В производстве авиационных двигателей ПС 90 А на Пермском моторном заводе широко применяются контрольные резьбовые кольца, предназначенные для комплексной проверки элементов профиля резьбы у валов.
В данной работе рассматривается решение проблемы изготовления
точных внутренних резьб мерительного инструмента (резьбовое кольцо)с
целью устранения операции ручной доводка профиля резьбы. Резьбовые
кольца изготавливаются из стали Х, ХГ. Контроль резьбы осуществляется
контркалибрами. Резьбовые кольца изготавливаются с допуском по среднему и наружному диаметру +0,018мм; шероховатость Ra = 0,64…0,32мкм; по
углу +/-30минут и с шагом между нитками +/-0,05мм.
81
Проблема изготовления резьбовых колец с диаметром резьбы свыше 100 мм заключается в том, что после токарной обработки резьбы проводится термообработка колец в виде закалки с получением твердости
56…61 HRC. После термообработки практически невозможно предугадать
поведение материала. В некоторых случаях под действием внутренних
напряжений диаметр резьбы увеличивается, в результате чего припуск под
доводку оказывается недостаточным. В других случаях – диаметр резьбы
становится меньше, в результате припуск под доводочные операции увеличивается в 2 – 3 раза.
В связи с вышеизложенным, предложено модернизировать токарновинторезный прецизионный станок модели ENT 1675 для врезного профильного шлифования резьбы в заготовке, прошедшей термическую обра82
ботку и исключения операции ручной доводки. Для колец с шагом 1,5 мм
и менее предварительная прорезка профиля не проводится. Для колец с
шагом резьбы более 1,5 мм предварительно прорезается профиль под
окончательную шлифовку. Проект модернизации предусматривает следующее: оснащение станка навесной шлифовальной головкой с независимым приводом, понижение частоты вращения шпинделя токарного станка
и вращения изделия и частичную автоматизацию работы станка.
В качестве абразивный инструмент рассмотрено несколько абразивных материалов, таких, как: алмаз, эльбор, электрокорунд и карбид кремния.
Для вывода из зоны резания выделяющейся теплоты, уменьшения
трения выбран состав, содержащий 70% индустриального масла и 30%
керосина.
Контроль точности внутренней резьбы проводился на двухмерном
профильным проекторе бесконтактного измерения TESSA 300. Проверка
шероховатости профиля резьбы проводится по эталонам.
В процессе освоения метода шлифования наиболее проблемным
фактором явилось сохранение вершины круга и углов его профиля. Рабочая поверхность кругов, представляющая в диаметральном сечении плоский контур, правилась по вершинам и профилю тремя алмазными карандашами. При резьбошлифовании применялся метод копирования профиля
рабочей поверхности шлифовального круга, при котором профиль образуемой поверхности совпадает с формой профиля круга.
Особенностью обработки внутренней резьбы является наличие габаритных ограничений для шлифовального круга, которых не существует
при обработке наружной резьбы. Габаритные ограничения заставляют
применять менее жесткие инструменты, при этом ухудшаются условия
охлаждения, смазывания и отвода стружки, возникает возможность прижогообразования.
Сравнительные испытания шлифовальных кругов из различных материалов при изготовлении резьбовых колец показали существенные преимущества эльборовых кругов на керамической связке. Резьбошлифовальные круги, изготовленные на керамической связке, позволяют вести
шлифование со скоростью v = 35 – 42 м/сек. Сочетание в эльборе соизмеримой с корундами микрохрупкости и более высокой микротвердости при
достаточной инертности к титану и железу является определяющим фактором в высоких показателях износостойкости. Зернистость эльборовых
резьбошлифовальных кругов при тонком шлифовании, обеспечивающая
шероховатость обрабатываемой поверхности в пределах Ra 0.32 – 0.64
должна быть в пределах 40…..63 мкм. Для резьбошлифования подобраны
круги следующей характеристики 1А1 50(100)х8х32 ЛКВ40 40/20…53/45
СТ1…СТ2 125 % К27.
Проведены исследования влияния режимов шлифования на качество и точность обработки профиля. Установлено, что применение эльборовых кругов обеспечивает стабильную требуемую шероховатость в преде83
лах Ra=0,17 -0,51 мкм в зависимости от диаметра круга при числе оборотов шпинделя шлифовальной головки 11000 об/мин. Изменение глубины
шлифования с 0,05 до 1,5 мм увеличивает шероховатость профиля резьбы
с 0,22 до 0,68 мкм при скорости круга 35 м/с. Наиболее рациональными
выбраны следующие режимы резьбошлифования: скорость круга 35 м/с,
скорость вращения детали 1,2м/мин, глубина шлифования при чистовой
обработке 0,01-0,02мм/ход, при черновой 0,05-0,1 мм/ход.
Режимы правки кругов: скорость круга 35 м/с, продольная подача
алмаза 0,02-0,03 мм/об, подача на глубину правки 0,005-0,01мм/ход.
Контроль профиля на приборе TESSA 300 показал, что требуемая
точность профиля резьбы обеспечивается стабильно.
Таким образом, проблема нарезания точных резьб была успешно
решена. При этом сократилась трудоемкость работы, повысилось качество
и стабильность изготовления точных контрольных колец для проверки
резьбы на валах авиационных двигателей.
3.5. ГЕОМЕТРИЧЕСКИЕ ПАРАМЕТРЫ ЗОНЫ КОНТАКТА
ИНСТРУМЕНТА С ДЕТАЛЬЮ ПРИ ПЛОСКОМ ТОРЦОВОМ
ПЛАНЕТАРНОМ ШЛИФОВАНИИ
И. В. Подборнов
(ЗАО «Новомет-Пермь», г. Пермь, Россия)
В. И. Свирщев
(Пермский государственный технический университет, г. Пермь, Россия)
В. К. Флегентов
(ЗАО «Новомет-Пермь», г. Пермь, Россия)
Для решения силовых и тепловых задач при плоском торцовом планетарном шлифовании необходимо знать геометрические параметры зоны
контакта между инструментом и деталью. Они определяются следующими
характеристиками (рис. 1): длина зоны контакта –  АВ, ширина зоны
контакта – AK, площадь зоны контакта – SABK.
Определение длины контакта абразивного инструмента
с обрабатываемой деталью
Длина контакта  АВ, для участка, расположенного выше оси Х
(рис. 1) определяется из ΔО1ВА:
 АВ = (О1В)  =a1  ,
(1)
где a1 – радиус шлифовального круга ;  – угловая координата

Угол контакта  определяется из выражения:
84
 АВ.

a  b  a1 2  a  b 2  S д 2  2(a  b) Sд cos   a12  
  arccos 
2
2


2a1 a  b   Sд  2a  bS д cos 




 arcsin



a  b  a1 2  a  b 2  S д 2  2(a  b) Sд cos   a12  
  arccos 
2
2


2a1 a  b   Sд  2a  bS д cos 




,
2
2
a  b  S д  2a  b S д cos  


 arcsin


Sд sin 
где a, b – соответственно радиусы подвижного и неподвижного колес планетарной
головки; Sд   Vд 2  Г  , Vд – скорость продольной подачи детали в направлении оси X,  Г – угловая скорость водила планетарной головки;  – угол, определяющий положение центра подвижного круга при его обкате вокруг неподвижного
колеса.


.
2
2
a  b   S д  2a  bS д cos  
S д sin 
Определение ширины зоны контакта
Ширина зоны контакта абразивного инструмента с деталью АК, определяется из выражения:
АK  a  b  a1  ОK .
2
2
2
OK   S д cos   S д cos 2   S д  a  b  a1  .
Тогда:
y
2
2
2
AK  a  b  a1  S д cos   S д cos 2   S д  a  b  a1  .
Определение площади зоны контакта абразивного инструмента
с деталью
В
А
j”
а
в
Е1
'
Sд
Т
d
f
' a
"
О
'
d
f
d
С
Д Е
В
Т1
f”
О1
К


Sд
Т2
'

1  2 1
1
  a1  a  ba1sin   Sд a  bsin   a1 sin(   ) 
2
2
2


 a  bsin   a1 sin    
   
arcsin

a  b  a1
1



2
 a  b  a1  

2
 arcsin Sд sin  

aba 


1



Х
М
a
g
Площадь зоны контакта абразивного инструмента с деталью SABK
для положения, когда абразивный инструмент находится выше оси Х:
S ABK  SO1 AB  S OO1B  SOCB  SCBK  S OCK 
К
а1
О1
g
a
(2)

(3)

 Sд sin  
 .
  arcsin 

 a  b  a1 
Площадь зоны контакта абразивного инструмента с деталью когда
абразивный инструмент находится ниже оси Х (рис. 1.):
S ABK  SO1 AB  SOO1B  SOCK  SCBK  S OCK 
1
 Sд a  b  a1  sin
2
А
1  2 1
  a1  a  ba1 sin  
2
2



1
Sд
 S д a  b  a1  sin   arcsin 
sin   
2

 a  b  a1

Рис. 1. Схема для определения геометрических параметров зоны контакта
Угол  для участка, расположенного ниже оси X (рис. 1), определяется из выражения:
85
86

 

 a  bsin   a1 sin   
  arcsin
a  b  a1
1
2

 a  b  a1  
2
 arcsin Sд sin  
 a b a 

1



φ,град

 




100
90
80
(4)
70
60
50
40

1
 Sд a  bsin   a1 sin    .
2
На рис. 2, 3, 4 приведены результаты расчета  АВ, AK, SABK от угла поворота водила  при различных значениях скорости детали Vд по

30
20
S∙10-5,м2
10
0
-10
0
0,5
1
1,5
2
2,5
3
3,5
4
-20
-30
-40
выражениям (1) – (4) для следующих конструктивных размеров планетарной головки и чашечного абразивного круга: a = 0,013125 м, b = 0,03875 м,
a1  0,025 м. Угловая частота вращения планетарной головки
-50
-60
-70
-80
-90
 Г = 150,72 с-1.
-100
Vd=0.05 м/с
φ,˚
φ,˚
100
100
90
90
80
80
70
70
60
60
50
50
40
40
30
Vd=0.17 м/с
Vd=0.25 м/с
Vd=0.33 м/с
Рис. 4. Зависимость площади контакта круга с деталью от угла
поворота водила φ планетарной головки при различных значениях
скорости детали
Полученные функциональные зависимости геометрических параметров зоны контакта инструмента с деталью могут быть использованы
для описания функциональных (силовые, тепловые) характеристик процесса плоского планетарного шлифования в зависимости от условий его
выполнения.
30
20
Vd=0.08 м/с
20
10
10
0
0
0,005
0,01
0,015
0,02
AB,м
-10
AK, м
0
0
0,0005
0,001
0,0015
0,002
0,0025
0,003
0,0035
0,004
-10
-20
-20
3.6. КИНЕМАТИКА ФОРМООБРАЗОВАНИЯ ПЛОСКОЙ
ПОВЕРХНОСТИ ПРИ ТОРЦЕВОМ ПЛАНЕТАРНОМ
ШЛИФОВАНИИ
-30
-30
-40
И. В. Подборнов
(ЗАО «Новомет-Пермь», г. Пермь, Россия)
-40
-50
-50
-60
-60
-70
В. И. Свирщев
(Пермский государственный технический университет, г. Пермь, Россия)
-70
-80
-80
-90
-90
-100
-100
Vd=0.05 м/с
Vd=0.08 м/с
Vd=0.17 м/с
Vd=0.25 м/с
Vd=0.33 м/с
Рис. 2. Зависимость длины дуги контакта АВ от угла поворота водила φ при
различных значениях скорости детали
Vd=0.05 м/с
Vd=0.08 м/с
Vd=0.17 м/с
Vd=0.25 м/ с
Vd=0.33 м/с
Рис. 3. Зависимость ширины зоны контакта АК от угла поворота водила φ при
различных значениях скорости детали
87
В. К. Флегентов
(ЗАО «Новомет-Пермь», г. Пермь, Россия)
При планетарной схеме шлифование ведется планетарной головкой,
имеющей несколько шлифовальных кругов чашечной формы, вращающихся вокруг своих осей и оси планетарной головки. В зависимости от
конструкции планетарной головки, передача вращения шлифовальным
88
кругам вокруг своих осей производится от шпинделя станка через водило
при обкатке зубчатых колес (сателлитов), закрепленных на одних осях со
шлифовальными кругами, вокруг неподвижного зубчатого колеса с наружным или внутренним зацеплением. При этом траектория движения
единичного зерна (рис. 1.), находящегося на торце шлифовального круга,
будет представлять эпитрохоиду (наружное зацепление зубчатых колес)
или гипотрохоиду (внутреннее зацепление зубчатых колес).
Уравнения в параметрической форме эпитрохоид :
ab 
x  a  b   cos   a1  cos 
  ;
 a

(1)
ab 


y  a  b  sin   a1  sin 
  ,
 a

где а – радиус подвижного круга; b –радиус неподвижного круга; φ– угол,
определяющий положение центра подвижного круга при его обкате вокруг неподвижного круга; a1 – радиус вычерчивающего круга a1    a
(для удлиненной эпициклоиды  >1, для укороченной  <1, для нормальной  =1).
Уравнения в параметрической форме эпитрохоид (1) с учетом перемещения детали по оси X (применительно к плоскому планетарному торцовому шлифованию) примут вид:
 a  b  VД
x м  a  b  cos   a1  cos 
  
 ,
 a
 Г
(2)
ab 
y м  a  b  sin   a1  sin 
  ,
 a

где VД – скорость продольной подачи детали;  Г – угловая скорость водила пла-
Рис.1. Удлиненные эпитрохоиды (а) и гипотрохоиды (б): 1 – неподвижный
круг; 2 – подвижный круг; 3 – вычерчивающий круг; а1 >а
0.1
Y
T
TT
H
Конструктивные размеры планетарной шлифовальной головки для
станка 3Г71 и чашечных абразивных кругов, входящие в уравнения (2),
имеют
следующие
значения:
а = 0,013125 м,
b = 0,03875 м,
а1  0,015  0,025 м. Угловая частота вращения планетарной головки
Бронштейн, И. Н. Справочник по математике для инженеров и учащихся втузов / И. Н.
Бронштейн, К. А. Семендяев. – М., 1980. – 976 с.
89
0.05
0
0.05
0.1
E
EE

0.1
HH
нетарной головки.
г  150,72 с 1 . Траектории движения двух абразивных зерен, расположенных на торцах каждого из четырех абразивных кругов за один оборот
планетарной головки, рассчитанные по формуле (2), приведены на рис. 2.
Траектории эпитрохоид вытянуты вдоль оси X, в направлении продольной
подачи детали. Чем меньше величина продольной подачи детали, тем
плотнее сетка траекторий режущих зерен, расположенных на торцах шлифовальных кругов.
0.05
YY
0.05
0.1
X  XX  R  RR  G  GG  W  WW
Рис.2. Траектории движения абразивных зерен ( а1  0,015 м,
а1  0,025 м) за один оборот головки. Количество кругов – 4.
V Д  0,33 м/с
Полученные функциональные зависимости могут быть использованы для описания формирования шероховатости плоской поверхности при
планетарной схеме шлифования.
90
3.7. О ПОВЫШЕНИИ КАЧЕСТВА ПОВЕРХНОСТИ ПРИ
АЛМАЗНОМ ШЛИФОВАНИИ ДЕТАЛЕЙ ИЗ ФЕРРИТОВ
В. Д. Кревчик, В. О Соколов, Д. В. Васин
(Пензенский государственный университет, г. Пенза, Россия)
Развитие сварочного и станочного оборудования, характеризуется
тенденцией уменьшения габаритов трансформаторов блоков питания при
одновременном увеличении их мощности и рабочих частот. Это неразрывно связано с разработкой новых магнитопроводов из магнитомягких
материалов, обладающих высокой магнитной проницаемостью и низкими
потерями в области высоких частот. Наиболее востребованными среди
этих материалов являются ферриты с высокой проницаемостью.
Повышение эксплуатационной надёжности и снижение потерь неразрывно связаны с качеством поверхности ферритовых сердечников и
требует совершенствования технологии их механической обработки. В
целях уменьшения вероятности образования трещин, сколов и других дефектов в процессе шлифования, а также снижения шероховатости обработанной поверхности предлагается следующее технологическое решение.
На поверхность изделия наносится тонкий слой мелкодисперсного
композиционного вещества (МКВ) (диффузанта) толщиной h, после чего
она подвергается воздействию ультразвуковых волн (см. рисунок). При
этом происходит акустостимулированное изменение структуры и свойств
поверхностного слоя. Процесс диффузии в полуограниченное тело с отражающей границей описывается уравнением вида:
N
2N
.
 DSac 
t
Z 2
(1)
При диффузии из слоя конечной толщины происходит перераспределение диффузанта, а его количество ограничено значением Q=N0∙h. При
t→∞ концентрация диффундирующей примеси стремится к нулю. Решение уравнения (1) имеет вид:


N 
hz
hz 
N ( z , t )  0  erf
 erf

2 
2 DSac  t
2 DSac  t 

где DSac – коэффициент акустостимулированной диффузии примесной атмосферы,
который определяется по формуле:
DSac 
   0  2  2S    T0  Xa Xa / 

e
e
 e Xa /(1 )  2
S
  VS4


где γ – константа Грюнайзена; χ – коэффициент теплопроводности; ωS – частота
ультразвуковых волн (УЗВ); Т0 – температура поверхностного слоя феррита в отсутствие УЗВ; ΔТ – aмплитуда Т-волн.
Локальное значение модуля Юнга в поверхностном слое феррита
находится как
 12  (1  )
  DSac  t 
(2)
 N d  L2C 0 
Е  Е0 1 
,
2

4  r02 

где Е0 – величина модуля Юнга в отсутствии УЗВ; Е – динамический (локальный)
модуль Юнга; LC0 – длина дислокационного сегмента в отсутствии УЗВ; r0 – радиус облака Коттрелла; ν – коэффициент Пуассона; Nd – плотность дислокаций в
поверхностном слое феррита;
Как видно из выражения (2), с течением времени ультразвукового
воздействия локальное значение модуля Юнга в поверхностном слое феррита уменьшается.
Будем полагать, что предел прочности феррита на сжатие равен
СЖ  Е  в  N d
где в – величина вектора Бюргерса дислокации.
Рис. 1. Схема акустического воздействия на поверхность детали
Для решения данного уравнения задаются следующие граничные
условия:
 N 0 , 0  Z  h;
N ( Z ,0)  
0, h  Z  .
Такое предположение основано на том, что σсж можно рассматривать, как напряжение, необходимое для работы источника Франка-Риза,
т.е. для размножения дислокаций.
Как известно [1] сила резания и температура резания определяются
следующим образом
2   СЖ  Q
;
PZ 
VKP  K Ш

 СЖ  Q  
BКШ
2
,
  с   M  l0  V ДЕТ
где σсж – предел прочности обрабатываемого материала на сжатие; Q – производительность обработки; VKP – cкорость круга; КШ – коэффициент резания при шли91
92
фовании; ψ – коэффициент, показывающий, какая часть работы переходит в теплоту, поглощаемую обрабатываемой деталью; l0 – длина дуги контакта круга с деталью; ρм – плотность обрабатываемого материала; VДЕТ – скорость детали; λ – коэффициент теплопроводности; с – удельная теплоёмкость; В – ширина круга.
Таким образом, ультразвуковое воздействие сопровождается уменьшением локального значения модуля Юнга за счёт диффузионного расплывания зон Коттрелла в условиях релаксации фононных возбуждений в
поверхностном слое феррита. В результате уменьшается величина предела
прочности на сжатие и, как следствие, снижаются силы и температура резания, а это приводит к снижению шероховатости поверхности, минимизации микротрещин, сколов и других дефектов.
Литература
1. Новиков, Г. В. Управление температурой резания при глубинном алмазном шлифовании / Г. В. Новиков // Высокие технологии в машиностроении. – 2001
– № 1(4). – С. 10 – 16.
3.8. КОМПЬЮТЕРНОЕ МОДЕЛИРОВАНИЕ И ИССЛЕДОВАНИЕ
ЗОНЫ КОНТАКТА ПРИ ПРОФИЛЬНОМ ШЛИФОВАНИИ
В. П. Ларшин
(Одесский национальный политехнический университет,
г. Одесса, Украина)
Температурное поле в зоне профильного шлифования является результатом влияния на него комплекса геометрических, теплофизических и
технологических параметров. Поэтому при моделировании температурного поля и при управлении процессом по температурному критерию необходимо, прежде всего, сформировать адекватную геометрическую модель
зоны контакта. До появления современных CAD систем конструкторского
проектирования такие задачи решали исключительно математическим
путём, т.е. путём создания соответствующей математической модели,
описывающей геометрию зоны контакта шлифовального круга и заготовки. Сложность задачи определяется не только сложностью математической модели зоны контакта, но также сложностью соответствующей исследуемой характеристики (оценочной функции). В качестве такой характеристики в указанных выше работах использовалась площадь пятна контакта. Как правило, такой подход сопровождался определёнными допущениями, позволяющими упростить математическую модель (и оценочную
функцию) таким образом, чтобы по уравнениям этой модели выполнять
практические расчёты. Однако в этом случае нельзя было оценить погрешность определения соответствующих геометрических параметров
(например, площади пятна контакта). Противоречие заключалось в том,
что математическая модель, являясь потенциально самой точной, упроща93
лась исходя из возможностей выполнения практических расчётов. Кроме
того, было замечено, что усложнение схемы обработки резко усложняет
математическую модель. Например, учёт в математической модели угла
подъёма резьбы при резьбошлифовании незначительно влияет на геометрию зоны контакта, но резко усложняет математическую модель (и исследуемую характеристику – площадь пятна контакта).
Появление современных CAD систем конструкторского проектирования (Unigraphics, Solid Works, T-Flex, Pro/Engineer, Autodesk Inventor
и т.п.) позволило непосредственно создавать и количественно исследовать
геометрическую модель зоны контакта, т.е. исследовать по модели виртуальную зону контакта. Однако полученные таким образом результаты
моделирования (зоны контакта) и расчёта (площади пятна контакта) также
нельзя оценить по точности, поскольку нет эталона для сравнения. Практические данные из эксперимента, который, как известно, является «критерием истины», не могут быть использованы в качестве эталона для
сравнения. Поскольку эксперимент сопровождается появлением дополнительных погрешностей, связанных с погрешностью средств измерения, а
часто и невозможен из-за отсутствия таковых.
Сущность предлагаемого в данной работе подхода заключается в
оценке точности геометрической модели, по результатам определения
параметров исследуемой характеристики (оценочной функции) одновременно двумя методами: измерениями параметров виртуальной геометрической модели (с использованием встроенного в CAD систему Autodesk
Inventor аппарата измерений) и вычислениями одноименных параметров
по уравнению независимо полученной математической модели. Причём,
модель зоны контакта в программе Autodesk Inventor построена для таких
случаев, когда математическая модель этой зоны (и соответствующая ей
оценочная функция) не содержат никаких допущений. В этом случае преимущество по точности имеет математическая модель и, следовательно,
она может быть использована в качестве эталона для оценки теоретически
возможной погрешности геометрической модели виртуальной зоны контакта. Такой подход соответствует принятому в метрологии методу оценки какого-либо измерительного средства с применением одноимённого
средства повышенной точности. Положительное решение проблемы «аттестации» геометрической модели зоны контакта (в среде Autodesk Inventor) позволит в дальнейшем исследовать с помощью Autodesk Inventor
(или Solid Works) более сложные случаи, но уже без использования математической модели. В том числе исследовать потенциальные точностные
возможности технологических систем шлифования, что особенно важно с
точки зрения тенденции развития нанотехнологий.
Для составления математической модели зоны контакта круга с заготовкой выбрана схема плоского профильного шлифования с полукруглой
формой профиля. Радиус профиля круга r = 3,07 мм. Диаметр шлифовального круга D = 400 мм. Глубина шлифования на первом проходе t = 0,5 мм.
Выбор этой схемы обусловлен сравнительной простотой математической
94
модели зоны контакта. Хотя даже в этом случае оценочная функция – площадь пятна контакта – выражается двойным интегралом по области, лежащей в плоскости, отсекающей кусок поверхности с высотой t = 3,07 мм от
наиболее удалённой точки профиля шлифовального круга. Переход к наружному резьбошлифованию с полукруглым профилем резьбы принципиально не изменяет задачу и отличается только заданием кривизны указанной плоскости (замене плоскости цилиндром – заготовкой).
Двухмерная схема геометрической модели для указанного случая
содержит три вида, которые дают общее представление о зоне резания.
Для твёрдотельного моделирования этой схемы в CAD-системе
Autodesk Inventor выполнены следующие построения. В среде «Эскиз»
задают окружность произвольного диаметра и ось, произвольно отстоящую от центра этой окружности. Вводят размеры для диаметра этой окружности и расстояния её центра до оси: 6,14 мм и 196,93 мм, соответственно. В среде «Деталь» формируют тело вращения, которое образуется
путём вращения окружности вокруг указанной оси. Получают твёрдотельную модель шлифовального круга. Выбирают рабочую плоскость, совмещённую со стандартной плоскостью (XY в программе Autodesk Inventor)
и «тянут» курсором эту плоскость в вертикальном направлении, задавая
расстояние 199,5 мм, отсекая таким образом часть поверхности шлифовального круга (рис.1). Зафиксированное положение рабочей плоскости
соответствует положению плоскости обрабатываемой заготовки (рис.2).
а
б
Рис.1. Фрагменты геометрической модели в системе Autodesk Inventor:
общий вид до (а) и после (б) увеличения.
Рис.2. Фрагмент геометрической модели в системе Autodesk Inventor
для измерения геометрических параметров зоны шлифования:
продольного А и поперечного В размеров, а также площади
S поверхности контакта
95
Установлено, что погрешности (между результатами вычислениями
и измерениями параметров) или практически отсутствуют, или составляют
незначительную величину (0,24 %), которая вызвана ограниченным количеством (три) значащих знаков после запятой в среде MathCAD.
3.9. НОВАЯ КОНЦЕПЦИЯ РЕЖИМНОГО ОБЕСПЕЧЕНИЯ
ОПЕРАЦИЙ АБРАЗИВНОЙ ОБРАБОТКИ
Д. В. Ардашев
(ОАО «Уральский НИИ абразивов и шлифования», г. Челябинск, Россия)
Успешное выполнение операции шлифования зависит, в основном,
от грамотного решения двух взаимосвязанных задач:
- выбора характеристики шлифовального круга;
- назначения режимов шлифования.
Эти задачи могут быть решены по справочникам режимов резания
[1, 2], в соответствии с которыми для каждой обрабатываемой детали рекомендуется применять конкретную характеристику круга.
Применение таких справочников оправдано в условиях массового
или крупносерийного производства. Предприятию, работающему в условиях средне- и мелкосерийного производства, невыгодно для каждой детали приобретать шлифовальный круг характеристики, отличной от установленной на станке. Поэтому кругом одной характеристики нередко обрабатываются различные детали.
Рекомендации по эксплуатации шлифовальных кругов конкретных
характеристик в изменяющихся технологических условиях в настоящее
время отсутствуют.
Для решения данной проблемы предлагалось оценивать работоспособность шлифовального круга отдельными показателями [3, 4], или их
комплексом [5, 6]. Полное описание эксплуатационных возможностей
шлифовального круга возможно только на основе комплексной оценки его
работоспособности.
Уральским НИИ абразивов и шлифования совместно с кафедрой
«Технология машиностроения» ЮУрГУ, был выполнен комплекс научноисследовательских работ, направленных на разработку режимного обеспечения операций абразивной обработки, выполняемых кругом конкретной
характеристики в изменяющихся технологических условиях [7, 8].
В результате работы для шлифовальных кругов 25 различных характеристик были созданы технологические эксплуатационные паспорта,
оформленные в виде СТП 774–04–2009 «Круги шлифовальные. Эксплуатационные показатели». Круги испытывались в условиях круглого наружного врезного шлифования заготовок из стали 45. В процессе их стендовых испытаний осуществлялись замеры эксплуатационных показателей.
96
На рис. 1 представлен технологический эксплуатационный паспорт
шлифовального круга 24А25НСМ27К.
эксплуатационный показатель представлен в виде двухпараметрической
оценки – тренда (средняя величина показателя) и доверительного коридора.
Практическая значимость технологического эксплуатационного
паспорта заключается в наборе задач, решаемых с его помощью:
- описание режущих свойств шлифовального круга и их динамики
во времени его работы;
- эксплуатация круга характеристики, отличной от рекомендованной
нормативами [1, 2] в разных технологических условиях;
- определение времени работы круга (периода стойкости), в течение
которого будут изготавливаться детали, отвечающие всем требованиям
чертежа, т.е. период стойкости круга рассматривается как отказ системы
по какому-либо технического требованию;
- сравнение кругов разных характеристик или производителей;
- назначение характеристики круга и режимов шлифования и др.
Технологический эксплуатационный паспорт шлифовального круга
является предпосылкой создания системы сертификации качества изготовления абразивного инструмента. После наработки статистических данных по величинам и разбросу эксплуатационных показателей, в действующую характеристику шлифовального круга будут введены еще два
показателя – сортность круга, определяемой по ширине коридора разброса
показателей, а также категория круга – определяемая запасом работоспособности инструмента.
Литература
Рис.1. Технологический эксплуатационный паспорт
шлифовального круга 24А25НСМ27К
Поскольку процесс шлифования является динамическим, т.е. показатели интенсивно изменяются в зависимости от режима работы инструмента на протяжении всего времени его работы, то эксплуатационная характеристика является функцией времени работы круга (t) и режима резания (Sрад).
Кроме того, в силу стохастического (случайного) характера взаимодействия шлифовального круга с обрабатываемой поверхностью каждый
97
1. Общемашиностроительные нормативы режимов резания для технического нормирования работ на металлорежущих станках. Часть 3: Протяжные, шлифовальные и доводочные станки / Издание 3-е. – М. : Изд-во ЦБНТ при НИИ Труда,
1978. – 360 с.
2. Ардашев, Д. В. Режимы резания на работы, выполняемые на шлифовальных и доводочных станках с ручным управлением и полуавтоматах: справочник /
Д. В. Ардашев [и др.]– Челябинск : Изд-во АТОКСО, 2007. – 384 с.
3. Лурье, Г. Б. Шлифование металлов. / Г. Б. Лурье. – М. : Машиностроение,
1969. – 172 с.
4. Маслов, Е. Н. Теория шлифования материалов. / Е. Н. Маслов. – М. :
Машиностроение, 1974. – 320 с.
5. Peters, J. Coefficients caructeristiques por le calcul du fini de surface et des
efforts de coupe en rectification, cilidrique / J. Peters, A. Decneut, R. Aerens // MachinOutful, – 1974. – Р. 308 – 310.
6. Aerens, R. Улучшение выбора характеристики резания. ВЦП / R. Aerens .
— № А–5441. R. Aerens. – М., 1977. – 29 с.
7. Чаплыгин, Б. А. Формирование комплекса показателей для построения
эксплуатационных паспортов шлифовальных кругов / Б. А. Чаплыгин, Д.В. Ардашев // Прогрессивные технологии в машиностроении : сб. науч. тр. – Челябинск :
Изд-во ЮУрГУ, 2003. – С. 69 – 74 .
8. Ардашев, Д.В. Оценка работоспособности шлифовального круга по комплексу эксплуатационных показателей: дис…канд. техн. наук: 05.03.01 : защищена
27.10.2005 : утв. 10.02.2006 / Ардашев Дмитрий Валерьевич. – Челябинск, 2005. – 251 с.
98
3.10. ИССЛЕДОВАНИЯ В ОБЛАСТИ НАДЕЖНОСТИ
ТЕХНОЛОГИЧЕСКОГО ПРОЦЕССА ЦЕНТРОБЕЖНОРОТАЦИОННОЙ ОБРАБОТКИ ДЕТАЛЕЙ В СРЕДЕ АБРАЗИВА
Ю. В. Корольков
(Донской государственный технический университет, г. Ростов-на-Дону,
Россия)
Вопросам надежности изделий и процессов их создания посвящено
много известных работ. Особую ценность имеют решения проблем обеспечения надежности в промышленном производстве, где задача достижения требуемого качества изделий и производительности технологического
процесса сопряжена с ограниченностью ресурсов и необходимостью минимизации их затрат.
Рассмотрен технологический процесс центробежно-ротационной
обработки с позиций надежности. Сущность метода центробежно-ротационной обработки состоит в том, что абразивные частицы и обрабатываемые детали загружаются в рабочую камеру внавал и приводятся во
вращательное движение вокруг вертикальной оси таким образом, что вся
масса загрузки приобретает форму тора, в котором частицы движутся по
спиральным траекториям. Тороидально-винтовой поток обеспечивается
конструкцией рабочей камеры станка, состоящей из неподвижной цилиндрической обечайки и примыкающего к ней вращающегося дна.
В связи с тем, что математические методы планирования воздействий основаны на кибернетическом подходе к управляемому объекту, наиболее подходящей моделью последнего является «черный ящик». В ходе
теоретических исследований процесса ЦРО в среде абразива и исследований надежности технологических процессов обработки модель «черного
ящика» была использована для технологического процесса ЦРО.
В данной модели в качестве входных переменных рассматриваются:
- предел текучести материала детали;
- исходная и заданная шероховатость поверхности детали.
В качестве выходных переменных:
- значение шероховатости поверхности, полученное в ходе обработки;
- съем металла, удаленный в процессе обработки.
Параметры, характеризующие условия реализации технологии,
описываются следующими показателями: частота вращения ротора; зернистость абразивных частиц; объем загрузки рабочей камеры станка абразивными частицами; объем подаваемой технологической жидкости (ТЖ);
интенсивность износа абразивных частиц; регулируемый зазор в соединении «неподвижная обечайка камеры – дно камеры»; угол наклона дна рабочей камеры; удельный съем дефектного слоя металла, который удаляется с детали в процессе обработки; коэффициент интенсивности уменьшения шероховатости.
99
Все параметры, характеризующие условия реализации технологии,
параметры влияющие на технологический процесс обработки, учесть невозможно, поэтому мы ограничились только основными – частота вращения ротора – ω (об/мин), объем подаваемой ТЖ – VТЖ (дм3), зернистость
абразивных частиц – Nz, объем загрузки рабочей камеры – Vзагр (дм3), интенсивность износа абразивных частиц – ja (%/час).
C целью оптимизации обработки и повышения стабильности процесса ЦРО, были проведены экспериментальные исследования, в ходе которых определен коэффициент износа абразивных частиц, помогающий
учитывать износ абразивных частиц в зависимости от частоты вращения
ротора, объема загрузки рабочей камеры, объема подаваемой технологической жидкости и от зернистости абразивных частиц. Некоторые из зависимостей представлены на рис. 1.
а
в
б
г
Рис.1. Зависимости влияния объема загрузки рабочей камеры и частоты
вращения ротора на интенсивность износа абразивных частиц (а, б), объема
технологической жидкости и частоты вращения ротора на интенсивность
износа абразивных частиц (конуса 15∙15, Nz=16 (в), фарфоровые шары
d=10 мм, Nz=М60(г))
Количественную оценку надежности процессов производят с использованием индивидуальных и групповых показателей. Индивидуальные показатели надежности имеют две формы: вероятностную и статистическую. При увеличении числа опытов статистические показатели сходятся по величине к соответствующим вероятностным показателям. Количество опытов не позволяет произвести оценку по вероятностным показателям, поэтому расчет производим при статической оценке:
100
1. Вероятность безотказного функционирования.
n
По формуле P ( )  1  0 определяем P( )  0,833
,
n
где n0 - число изделий, не соответствующих по выбранному критерию установленным требованиям; п - объем выборки.
2. Вероятность потока отказов.
Определяется по формуле F ( )  n0 и равна F ( )  0,166 .
n
3. Плотность распределения отказов.
По зависимости f ( )  n0 находим плотность распределения
n T
отказов f ( )  5,5 106 (мин-1),
но, что влияние систематических погрешностей в ходе процесса обработки несущественно, а выборочная совокупность подчиняется закону нормального распределения.
В результате проделанной работы можно отметить, что основное
влияние на интенсивность износа абразивных частиц оказывает изменение
частоты вращения ротора и изменение объема загрузки рабочей камеры.
Изменение объема подаваемой ТЖ, в пределах 10…200 л/час, оказывает
несущественное влияние на интенсивность износа, однако при обработке
без ТЖ наблюдается повышенный износ абразивных частиц.
Одной из основных задач технологического процесса является рациональное соотношение его качественных и количественных показателей, поэтому очень важно обеспечить необходимый уровень качества и
высокую производительность процесса.
Литература
где Т – суммарное время изготовления исследуемой выборки изделий.
4. Интенсивность потока отказов.
Определяется по зависимости  ( )  n0 и равна
nГ  T
-1
6 (мин ),
 ( )  6,67  10
где nГ – число изделий выборки, соответствующих по критерию установленным
требованиям.
3.11. ФОРМИРОВАНИЕ ПАРАМЕТРОВ КАЧЕСТВА
ПОВЕРХНОСТНОГО СЛОЯ ПРИ ЦЕНТРОБЕЖНОЙ
ОБРАБОТКЕ
5. Средняя наработка на отказ.
T находим среднюю наработку на отказ:
По формуле
Tн 
1. Дубровский, П. В. Обеспечение надежности технологических процессов :
учебное пособие / П. В. Дубровский. – Ульяновск: УлГТУ, 2000.
2. Григорьян, Г. Д. Элементы надежности технологических процессов :
учебное пособие / Г. Д. Григорьян. – Киев; Одесса: Вища школа. Головное издательство, 1984.
3. Трилисский, В. О. Технология и оборудование для объемной центробежно-ротационной обработки деталей / В. О. Трилисский. – М.
n0
Tн  30000 (мин).
6. Параметр потока отказов:
Параметр потока отказов определяется по формуле  ( )  n0 и равен
T
-1
 ( )  3,33  105 (мин ).
Качественную оценку надежности технологического процесса производят в отношении устойчивости и стабильности технологических операций.
В практике промышленного производства часто важно установить,
существенно ли влияние систематических погрешностей в ходе процесса
обработки. Эта задача решается с помощью анализа изменения во времени
среднего арифметического значения критерия. Оценка однородности производится с помощью критерия Крамера. В ходе выполнения расчетов
было получено следующее значение критерия tk  0,14
В процессе экспериментальных исследований надежности ТП ЦРО
в среде абразива произведена количественная оценка надежности процесса обработки с помощью метода математической статистики. Установле101
Ю. А. Проскорякова
(Донской государственный технический университет,
г. Ростов-на-Дону, Россия)
В машиностроении широко применяются методы поверхностного
пластического деформирования (ППД) с целью повышения таких эксплуатационных характеристик, как выносливость, износостойкость, усталостная прочность, коррозионная стойкость и др.
Центробежная обработка (ЦО) является одним из упрочняющих динамических методов обработки ППД. Этот метод применяют для повышения усталостной прочности деталей машин, работающих в тяжелых условиях эксплуатации. Центробежная обработка происходит путем нанесения
на обрабатываемую поверхность последовательных ударов рабочими элементами (шариками), свободно сидящими в радиальных отверстиях вращающегося диска. Рабочие элементы под действием центробежных сил
занимают крайнее положение в радиальных отверстиях, а при ударе об
обрабатываемую поверхность опускаются на определенную глубину, отдавая энергию, создаваемую центробежной силой.
102
К основным преимуществам ЦО, по сравнению с другими динамическими методами, относятся:
- высокая интенсивность обработки;
- простое по конструкции оборудование;
- возможность обработки длинномерных маложестких изделий
сложной формы;
- большая энергия воздействия на поверхность детали.
Анализ работ в области ЦО показал, что на производительность и
качество обработки оказывают влияние следующие факторы: скорость
вращения упрочнителя и заготовки, диаметр упрочнителя, диаметр и количество шариков в упрочнителе, свойства материала детали. При этом,
существующие модели процесса обработки не позволяют теоретически
определить параметры шероховатости обработанной поверхности. Недостаточно проработаны вопросы формирования физико-механических параметров качества поверхностного слоя (глубины упрочненного слоя, степени упрочнения). Не даны рекомендации по расчету и выбору эффективных технологических параметров ЦО.
В результате теоретических исследований были получены следующие зависимости: зависимость (1) для расчета максимальной глубины
внедрения шарика при ЦО; зависимость (2) для расчета среднего арифметического отклонения установившейся шероховатости поверхности при
ЦО; зависимость (3) для определения степени пластической деформации
при ЦО и зависимость (4) для определения глубины наклепанного слоя
при ЦО:
k cш
hmax  2  c  Rc  R  sin 
,
(1)
3k s  c   s
где R – радиус шарика, Rс – радиус сепаратора, с – угловая скорость вращения
сепаратора,  ш – плотность материала шарика; k s – коэффициент, учитывающий
влияние шероховатости детали; k c – коэффициент, учитывающий влияние сепаратора; с – коэффициент несущей способности контактной поверхности;  s – предел
текучести материала детали.
hmax  lед  nд ,
(2)
nс  z р
где nc – число оборотов упрочнителя в минуту, zp – число шариков в одном ряду
упрочнителя, lед – единичная длина, nd – число оборотов детали в мин.
Ra уст  0, 08

   c tg   f
 2
2

 b   R 2   R  hm ax 

,
(3)
 
R
где hmax– максимальна глубина внедрения шарика,  – угол встречи шарика с
поверхностью детали, f – коэффициент трения шарика по поверхности детали.
  h m ax
103


hн  3k н   ctg  f   hmax  b   R 2  R  hmax 2 ,
2

где k н – коэффициент, зависящий от степени наклепа.
(4)
На основании результатов теоретических и экспериментальных исследований были разработаны технологические рекомендации по выбору
и расчету конструктивных параметров оборудования и режимов обработки для ЦО. Приведены рекомендации по выбору типоразмера шарика.
Разработка технологического процесса обработки деталей начинается с
выбора размера шариков. Для мягких и средних по твердости материалов
рекомендуется меньший диаметр шариков (7 – 12 мм), Для закаленных
сталей больший диаметр шариков (14 – 18мм).
Затем осуществляется выбор диаметра и количество рядов шариков
упрочнителя. Для обработки участков детали, где перепад размера большой -используются двухрядные упрочнители. Для более гладких участков
количество рядов шариком можно увеличить до пяти, что позволяет увеличить число взаимодействия шариков с поверхностью обрабатываемой
детали детали за один проход упрочнителя. Диаметр упрочнителя для стали рекомендуется брать в районе 200 мм, что позволяет обеспечить достаточную энергию соударения и соответственно степень упрочнения. Число
шариков в одном ряду сепаратора рекомендуется брать 35 – 45. Для более
мягких материалов можно уменьшить диаметр упрочнителя до 150 мм. А
количество шариков в ряду так же уменьшится исходя из конструктивных
соображений.
Затем производится расчет среднего арифметического отклонения
шероховатости поверхности, степени наклепа и глубины наклепанного
слоя по зависимостям (2), (3), (4). При расчетах варьируют значения окружной скорости упрочнителя и натяга обработки, при фиксированных
значениях продольной подачи и количестве оборотов детали либо поперечной подачи на ход. По результатом расчетов производится корректировка выбранных режимов обработки. Затем вновь рассчитываются параметры качества обработанной поверхности и так до тех пор, пока все заданные характеристики не будут располагаться в необходимых пределах.
По величине продольной подачи и длине детали рассчитывается
время обработки
lд  k рх
t
,
(5)
S 0 nд
Где l  – длина детали, мм; S0 – подача инструмента, мм/об; n – число оборотов
детали в мин; k px – число рабочих ходов.
Из работ Ю. Г. Проскурякова, Л. Г. Одинцова и др. 1,2 известно,
что время и режим ЦО в значительной мере определяется числом ударов
по определенной площади обрабатываемой поверхности. Оно зависит от
104
окружной скорости упрочнителя и заготовки, от числа шариков в обойме
упрочнителя и от величины подачи упрочнителя. Число ударов шариков,
приходящееся на 1 мм2 обрабатываемой поверхности, определяется по
формуле:
z  nc ,
(4)
Су 
 dnд s0
где Су – число ударов, приходящееся на 1 мм2 обрабатываемой поверхности; d –
диаметр обрабатываемой детали в мм; n – число оборотов обрабатываемой детали в минуту;
s0 – продольная подача на один оборот обрабатываемой заготовки.
Для достижения равномерности обработки и стабильных результатов упрочнения это число должно быть примерно равно 100 ударов.
На основании указанной методики был разработан техпроцесс ЦО
труб лонжеронов вертолетов и шумозащитное ограждение. Результаты
исследований внедрены на ОАО «Роствертол».
Литература
1. Проскуряков, Ю. Г. Технология упрочняющее-калибрующей и формообразующей обработки металлов / Ю. Г. Проскуряков. – М. : Машиностроение, 2002.
– 206 с.
2. Одинцов, Л. Г. Упрочнение и отделка деталей поверхностным пластическим деформированием : справочник / Л. Г. Одинцов. – М. : Машиностроение
1987. – 327 с.
диапазонах, из различных материалов, при этом используется сравнительно простое и надёжное в эксплуатации оборудование.
Можно выделить четыре группы факторов, влияющих на производительность и качество обработки в среде свободного абразива:
- технологические факторы (режимы обработки, объем загрузки рабочей камеры, объёмное соотношение обрабатываемых деталей и частиц
абразивного материала и др.);
- параметры рабочей среды (зернистость и грануляция);
- конструктивные параметры элементов станка;
- физико-механические свойства материала детали.
Проведены теоретические исследования процессов обработки в среде свободного абразива. Сделан анализ единичного взаимодействия частицы обрабатывающей среды с поверхностью детали.
Определена максимальная глубина внедрения абразивной частицы
при единичном взаимодействии:
ч
,
(1)
hmax  2  Vэф  R  sin  
3  kR  c  s
где Vэф – эффективная скорость движения частицы, R – условный радиус частицы,
 – угол встречи частицы среды с поверхностью детали, ч – плотность материала
частицы; c – коэффициент несущей способности контактной поверхности;  s –
предел текучести материала детали; kR – коэффициент, учитывающий влияние
зернистости абразивной частицы на фактическую площадь контакта, который определяется по зависимости:
2
48  ч  k p  Vэф  sin     Y    1   з   x  ,
(2)


2
2
2

c  s 


x

3






где  – доля, занимаемая абразивными частицами в единице объема частицы;
kR 
3.12. ИССЛЕДОВАНИЯ ФОРМИРОВАНИЯ КАЧЕСТВА
ПОВЕРХНОСТНОГО СЛОЯ ПРИ ОБРАБОТКЕ В СРЕДЕ
СВОБОДНОГО АБРАЗИВА
3
Y(  )– функция, зависящая от  ;  з – коэффициент, учитывающий заделку зерен
М. А. Тамаркин, Э. Э. Тищенко
в связке; х – средний размер абразивных зёрен;  – среднеквадратичное отклонение размера зерен;  – коэффициент формы зерна.
(Донской государственный технический университет,
г. Ростов-на-Дону, Россия)
В условиях современного производства основное влияние на кАчество поверхности и эксплуатационные характеристики деталей машин и
приборов оказывают финишные операции, среди которых ведущее место
занимают методы обработки в свободной абразивной среде. Абразивная
обработка позволяет обеспечить требуемые точность и качество поверхности деталей при высокой производительности, а также высокую надежность и долговечность деталей машин в процессе эксплуатации. В последнее время методы абразивной обработки находят всё большее применение
в различных отраслях промышленности на этапах финишной обработки.
Методы обработки свободными абразивами позволяют осуществлять обработку деталей сложной конфигурации, в больших размерных
105
Определены характеристики следа единичного взаимодействия. Установлено, что пятно контакта частицы среды с поверхностью обрабатываемой детали представляет собой эллипс, размеры полуосей которого
определяются по зависимостям:
2
(3)
b  R 2   R  h max  , a     ctg  f   h max  b ,
где
f
2
– коэффициент пропорциональности.
Образование микрорельефа в процессе обработки происходит путем
многократного наложения и пересечения единичных следов. В результате
на поверхности детали образуется новый специфический микрорельеф,
который характеризуется однородностью свойств по всем направлениям.
Для расчета параметров профиля шероховатости обработанной по106
верхности использована методика, предложенная профессором А.В. Королевым [1] для описания теоретико-вероятностного процесса формирования профиля шероховатости поверхности детали при абразивной обработке. Получена зависимость для определения среднего арифметического
отклонения профиля установившейся шероховатости
h l
(4)
Ra óñò  0, 09  max åä ,
zo
где lед – единичная длина, z0 – число зерен над единицей поверхности связки.
При проведении исследований процессов обработки в среде свободного абразива установлено, что происходит интенсивное скругление
кромок деталей. В связи с этим форма некоторых деталей может исказиться. Разработаны зависимости для расчета радиусов скруглений кромок для
различных видов обработки в среде свободного абразива. Выявлены зависимости для расчета времени скругления кромки.
Проведен комплекс экспериментальных исследований. Установлено
формирование улучшенных параметров поверхностного слоя и повышение эксплуатационных свойств деталей машин при обработке свободными
абразивами. Определены значения установившейся шероховатости для
различных видов обработки в среде свободного абразива.
Произведено сравнение результатов теоретических и экспериментальных исследований. Установлено, что расхождение не превышает
20-ти процентов.
Система моделей, разработанная для процессов абразивной обработки, может быть использована для проектирования технологических
процессов. Разработана методика оптимизации технологических процессов обработки в среде свободного абразива и САПР ТП.
Для построения математического описания процесса проектирования необходимо провести формализацию, математический аппарат которой позволит описать сложные взаимосвязи, изучаемые технологией и
определить процедуры, позволяющие построить проектные решения. В основу такого аппарата могут быть положены полученные выше модели. Они
в полной мере отражают всё многообразие технологических ситуаций, содержат описание свойств процесса, пригодное для синтеза алгоритмов. Результаты можно описать множеством критериев: шероховатость обработанной поверхности, время или производительность обработки и т.д.
Полученные модели позволяют представить каждый показатель
(критерий) в виде функциональной зависимости от множества исходных
данных: управляемых технологических параметров и свойств обрабатываемого материала. Эти зависимости являются исходными в задачах оптимизации и управления.
При моделировании процессов обработки в среде абразива рассмотрено влияние исходных факторов на основные показатели обработки (технологические режимы, исходная шероховатость поверхности обрабаты107
ваемой детали, размеры среды). Это позволило произвести ранжирование
технологических факторов, выбрать основные, которые оказывают существенное влияние, определить какие из них следует задавать одним значением, а какие массивом чисел для формирования множества проектных
решений.
При создании САПР ТП разработаны технологические алгоритмы
по двум методическим направлениям:
- структурная оптимизация (выбор метода обработки, разработка
процессов с минимальным числом операций и станков);
- параметрическая оптимизация (главным образом оптимизация режимов обработки) отдельных операций.
Разработанная САПР ТП позволяет по характеристике детали выбрать возможные методы обработки в среде абразива (в порядке предпочтительности), для каждого из них определить технологические режимы и характеристики рабочих сред, обеспечивающие минимальное время
обработки, рассчитать необходимое количество станков и рабочих сред
для выполнения годовой программы, затем путем экономического сравнения выбрать оптимальный вариант технологического процесса.
Литература
1. Королёв, А. В. Исследование процессов образования поверхностей инструмента и детали при абразивной обработке / А. В. Королев. – Саратов : Изд-во
Саратовского ун-та, 1975. – 191 с.
3.13. МЕТОДИКА РАСЧЕТА УДАЛЕНИЯ МЕТАЛЛА
ПРИ ГИДРОАБРАЗИВНОЙ ОБРАБОТКЕ
А. А. Тихонов
(Донской государственный технический университет,
г. Ростов-на-Дону, Россия)
В процессе обработки поверхность детали непрерывно подвергается
динамическому воздействию абразивных частиц. При этом количество
взаимодействий, приходящихся на единицу поверхности детали в единицу
времени, носит случайный характер и его невозможно функционально
связать с технологическими параметрами процесса.
Общее количество взаимодействий на площади квадрата упаковки
(в случае упаковки абразивных частиц на поверхности детали по квадрату,
со стороной равной диаметру описанной окружности), приводящих к микрорезанию, можно определить следующим образом
(1)
n  PP f t ,
p
1 2 в
где P1 – геометрическая вероятность события, заключающегося в том, что любая
точка квадрата упаковки покрывается пятном контакта за один цикл воздействия
108
массы абразивных частиц; P2 – вероятность события, заключающегося в том, что
взаимодействие абразивной частицы с поверхностью детали приведет к микрорезанию; f в – частота циклов воздействия массы абразивных частиц на поверхность
детали; t – время обработки.
Процесс обработки моделируется следующим образом: на квадрат
упаковки случайно наносятся эллиптические пятна; множество точек
квадрата упаковки, покрытых одним или большим числом эллипсов, является случайным множеством.
Задача заключается в определении вероятности того, что любая
точка внутри квадрата упаковки может быть покрыта одним эллипсом.
Однако ввиду того, что в реальном процессе обработки взаимодействие
абразивной частицы с поверхностью детали имеет более сложный характер, дадим оценку вероятности.
ab
P1  2
,
(2)
a  4 Da  D 2
где a и b – большая и малая полуоси эллипсов контакта; D – характерный размер
Рассматривается поток случайных событий, каждое из которых заключается в реализации единичного акта прямого разрушения (микрорезания). Поскольку вероятность совершения акта микрорезания в какойлибо фиксированный интервал времени зависит лишь от продолжительности этого интервала и не зависит ни от начала его отсчета, ни от возможности реализации предыдущих или последующих аналогичных актов, то
имеются основания считать рассматриваемый поток событий, соответствующим распределению Пуассона.
Разрушение поверхностного слоя при обработке свободными абразивами происходит преимущественно путем микрорезания. Следовательно, при расчете съема металла достаточно учитывать только число взаимодействий N p , приводящих к микрорезанию:
Q  Np q ,
где Q – съем металла с поверхности детали; q – съем металла за один удар абразивной частицы.
Подставив значение N p из (3) получим:
частицы, равный диаметру описанной окружн.
В обычном случае, когда площадь поверхности детали больше
квадрата упаковки, общее число взаимодействий, приводящих к микрорезанию:
S
N р  n р дет ,
S кв.уп.
где S дет – площадь поверхности детали; S кв.уп. – площадь квадрата упаковки.
2
2
Приняв S кв. уп.  D  4R , получим:
S дет
.
(3)
4R 2
Установлено [1], что в зависимости от физико-механических
свойств изнашиваемого материала и абразива, формы абразивных частиц,
а также сил их воздействия на материал, процесс разрушения может происходить в форме микрорезания (хрупкое и вязкое разрушения) или в
форме усталостного (в упругой области) и полидеформационного (в пластической области) разрушения.
Для количественных расчетов необходимо определить вероятность
того, что взаимодействие абразивной частицы с поверхностью детали
приведет к микрорезанию.
Установлено [2], что переход от пластического деформирования к
микрорезанию осуществляется в условиях сухого трения при соотношении:
h
 0.1  0.2 ,

где  – радиус индентора; h – глубина внедрения частицы.
N р  P1 P2 f в t
109
S дет
при S дет  4R 2
(4)
.
4R 2
Однако, при расчетах следует учитывать, что сложная форма деталей может затруднять доступ абразивных частиц к обрабатываемой поверхности и уменьшать количество взаимодействий. В таких случаях необходимо вводить коэффициент формы детали – kф . Другим важным обQ  P1 P2 f в tq
стоятельством, которое также следует учитывать при расчетах, является
использование в составе ТЖ добавок химически активных или поверхностно активных веществ, что приводит к более интенсивному разрушению
при единичном взаимодействии. В таких случаях необходимо вводить
коэффициент, учитывающий влияние технологической жидкости – k т.ж. .
В общем случае, зависимость для определения съема металла с поверхности детали будет иметь следующий вид:
S
Q  k ф k т.ж. P1 P2 f в tq дет2 при S дет  4R 2 .
(5)
4R
Логично предположить, что появление случайных следов взаимодействия на поверхности детали при ГАО (поток событий) подчиняется
закону Пуассона. Предположим, что P1 для ГАО это вероятность события,
заключающаяся в том, что каждая точка квадрата упаковки покрывается
пятном контакта в единицу времени (с).
Чтобы появление случайных точек (пятен контакта) на плоскости
соответствовала закону Пуассона, поле следов должно удовлетворять трем
условиям: однородности, ординарности, отсутствия взаимодействия. Для
ГАО это условие выполняется.
110
Таким образом, можно утверждать, что при ГАО появление пятен
контакта на детали подчиняется закону Пуассона. При этом вероятность
появления k событий за время t определяется по формуле:
Pk  
t k e  k
k!
.
где  – интенсивность потока, т.е. среднее число взаимодействий в единицу времени на площади квадрата упаковки.
Соответственно, зависимость для определения объема металла при
ГАО примет вид:
S
Q  P2 tq дет2 .
4R
Величина  зависит от технологических параметров ГАО (давление
воздуха, зернистость абразива) и может быть определена при экспериментальном моделировании.
Литература
1. Виноградов, В. Н. Абразивное изнашивание / В. Н. Виноградов, Т. М.
Сорокин, М. Г. Колокольников. – М. : Машиностроение, 1990. – 224 с.
2. Крагельский, И. В. Основы расчетов на трение и износ / И. В. Крагельский,
М. Х. Добычин, В. С. Комбалов. – М. : Машиностроение, 1977. – 526 с.
3.14. ШЛИФОВАНИЕ ЗАГОТОВОК ИЗ ПЛАСТИЧНЫХ
МАТЕРИАЛОВ С ИСПОЛЬЗОВАНИЕМ УЛЬТРАЗВУКОВЫХ
КОЛЕБАНИЙ
А. Н. Унянин, И. Ю. Терехин
(Ульяновский государственный технический университет,
г. Ульяновск, Россия)
Одним из направлений повышения эффективности процесса шлифования заготовок из труднообрабатываемых, в том числе пластичных
материалов, является использование энергии ультразвуковых колебаний
(УЗК).
В результате моделирования процесса шлифования с наложением на
заготовку УЗК в различных направлениях получены математические зависимости, устанавливающие влияние УЗК на кинематику микрорезания
единичными (режущими и пластически деформирующими материал заготовки) абразивными зёрнами круга. Установлено, что колебания, накладываемые в направлении оси шлифовального круга, изменяют форму царапин, суммарную площадь царапин (следов сечений) от зёрен в плоскости, проходящей через ось круга, длину следа от сечения зёрен и площадь
их поверхности, диспергирующей материал заготовки. Расчёты показали,
111
что наложение УЗК позволяет увеличить площадь поверхности зерна,
контактирующей с материалом заготовки, на 15 … 34 %, за счёт чего следует ожидать соответствующее снижение интенсивности изнашивания и
засаливания зерна. Увеличение суммарной площади царапин от зёрен в
плоскости, проходящей через ось круга, позволит уменьшить высотные
параметры микрогеометрии шлифованной поверхности.
Экспериментальные исследования выполнили при плоском маятниковом шлифовании заготовок из сталей 3Х3М3Ф и 12Х18Н10Т, относящихся к 1-й и 3-й группам обрабатываемости шлифованием соответственно и обладающих высокой пластичностью и вязкостью. Шлифование осуществляли кругом 25А25ПСМ16К6 с рабочей скоростью 35 м/с, со скоростью продольной подачи VSпр = 10 м/мин; врезная подача составляла Sвр =
0,01 мм/дв. ход; частота УЗК накладываемых на заготовку f = 18,6 кГц,
амплитуда А изменялась в диапазоне от 3 до 12 мкм. Смазочноохлаждающая жидкость – 3 %-й раствор кальцинированной соды, подавали в зону шлифования поливом с расходом 10 дм3/мин. Для наложения на
заготовку колебаний использовали устройство, в котором заготовка являлась одним из звеньев колебательной системы.
Уменьшение коэффициента трения в зоне контакта шлифовального
круга с заготовкой при использовании энергии УЗК приводит к уменьшению составляющих силы шлифования в сравнении с обработкой без
УЗК (рис. 1). Силы шлифования снижаются при увеличении амплитуды
колебаний; их минимальное значение зафиксировано при амплитуде, равной 12 мкм. Очевидно, что с увеличением амплитуды увеличивается число
абразивных зёрен, имеющих прерывистый контакт с заготовкой, и в
большей степени снижается коэффициент трения. При максимальной амплитуде, равной 12 мкм, силы Pz и Py снизились при шлифовании заготовок из стали 12Х18Н10Т на 12 и 15 % соответственно; при шлифовании
заготовок из стали 3Х3М3Ф в меньшей степени – на 9 и 8 % (см. рис. 1).
В начальный период наработки шлифовального круга (после 20
двойных ходов) его износ при наложении УЗК оказался несколько выше
(рис. 2), что можно объяснить более интенсивным скалыванием, разрушением и вырыванием непрочно закреплённых зёрен из связки в начальный
период шлифования с использованием колебаний. При увеличении наработки круга (после 80 двойных ходов) износ ниже при наложении УЗК,
что объясняется менее интенсивным затуплением зёрен за счёт уменьшения коэффициента трения и сил шлифования. Минимальный износ зафиксирован при амплитуде, равной 6 и 9 мкм при шлифовании заготовок из
сталей 3Х3М3Ф и 12Х18Н10Т. Этот износ ниже на 42 и 24 % соответственно, чем при шлифовании без наложения УЗК (см. рис. 2).
Зависимость высотных параметров шероховатости шлифованной
поверхности Ra, Rz и Rmax от амплитуды УЗК также имеет экстремальный
характер: минимальные значения этих параметров зафиксированы при
амплитуде 6 … 9 мкм. Значение параметра Ra при наложении УЗК меньше
на 18 … 35 % (рис. 3).
112
а
Рис. 3. Зависимость параметра шероховатости Ra от числа двойных ходов
N и амплитуды А поперечных УЗК, накладываемых на заготовку: условия
см. рис. 1
б
Рис. 1. Зависимость радиальной Рy (а) и касательной Pz (б) составляющих
силы шлифования от числа двойных ходов N и амплитуды А поперечных
УЗК, накладываемых на заготовку: 1 – без наложения УЗК; 2 – А = 3 мкм;
3 – А = 6 мкм; 4 – А = 9 мкм; 5 – А = 12 мкм; материал заготовки –
сталь 12Х18Н10Т
С увеличением амплитуды УЗК увеличивается суммарная площадь
царапин от зёрен в плоскости, проходящей через ось круга, за счёт чего
высотные параметры уменьшаются. С другой стороны увеличивается разновысотность абразивных зёрен круга, что способствует увеличению высотных параметров. Поэтому влияние амплитуды на значение этих параметров имеет экстремальный характер.
Таким образом, наложение на заготовку УЗК обеспечивает снижение сил шлифования на 10 … 15 %, износа круга на 20 … 40 %, высотных
параметров шероховатости на 10 … 40 %; коэффициент шлифования увеличивается в среднем на 26 %.
3.15. ТЕХНОЛОГИЧЕСКАЯ ЭФФЕКТИВНОСТЬ ПЛОСКОГО
ШЛИФОВАНИЯ КОМПОЗИЦИОННЫМИ КРУГАМИ
НА БАКЕЛИТОВОЙ СВЯЗКЕ, ИЗГОТОВЛЕННЫМИ
ПО СВЕРХВЫСОКОЧАСТОТНОЙ ТЕХНОЛОГИИ
Л. В. Худобин, Н. И. Веткасов, С. М. Михайлин, Л. И. Ефремов
(Ульяновский государственный технический университет,
г. Ульяновск, Россия)
Рис. 2. Зависимость износа ШК hu от числа двойных ходов N и амплитуды
А поперечных УЗК, накладываемых на заготовку: условия см. рис. 1
113
Исследования и опытно-конструкторские работы, проведенные лабораторией абразивной обработки Ульяновского государственного технического университета (УлГТУ) и ОАО "Димитровградхиммаш", а также
опыт промышленности, показали, что во многих случаях радикальным
средством повышения технологической эффективности операций плоского шлифования являются композиционные шлифовальные круги (КШК)
(рис. 1), представляющие собой прерывистые шлифовальные круги (ШК),
конструктивные элементы (пазы, прорези или каналы) которых заполнены
114
твердым смазочным материалом (ТСМ). Однако внедрение КШК в действующее производство сдерживается повышенной на 15 … 20 % их стоимостью по сравнению со стоимостью стандартных кругов такого же типоразмера и характеристики.
А
А
А-А
А-А
1
1
2
2
6
8
9
5
4
3
А
а
7
2
1
Рис. 2. Компоновочная схема СВЧ-установки: 1 – станина; 2 – платформа;
3 – поперечная тележка; 4 – рабочая тележка; 5 – камера-модуль
бакелизации; 6 – блок задания режима; 7 – система обдува;
8 – пульт управления; 9 – прибор регистрирующий "Диск – 250"
б
Рис.1. Композиционные шлифовальные круги: а – прямого профиля;
б – чашечные цилиндрические; 1 – шлифовальный круг, 2 – ТС М
Задача снижения стоимости и повышения качества КШК на бакелитовой связке может быть решена за счет совершенствования технологий
их изготовления, в частности путем использования нагрева полуфабрикатов КШК под воздействием сверхвысокочастотного (СВЧ) излучения. Эта
технология относится к наукоёмким технологиям высокого уровня и
обладает рядом уникальных свойств: избирательность и равномерность
нагрева, высокий коэффициент преобразования энергии излучения в тепловую энергию и другие.
СВЧ-термообработку полуфабрикатов КШК выполняли на опытнопромышленной СВЧ-установке производительностью 20 кг/ч (рис. 2),
спроектированной и изготовленной УлГТУ совместно с ОАО «Димитровградхиммаш».
Основным элементом установки является камера-модуль бакелизации 5, которая установлена на станине 1. На камере размещен блок задания режимов 6 (БЗР). Камера оснащена системой обдува воздухом 7.
Для контроля циклов термообработки применяется регистрирующий прибор 9. Для загрузки полуфабрикатов в камеру бакелизации предусмотрены
рабочая 4 и поперечная 3 тележки, смонтированные на платформе 2.
По конвективной и сверхвысокочастотной технологии были изготовлены стандартные и композиционные круги 1–250×25×76 25А25НСМ15Б6.
Эспериментальные исследования технологической эффективности изготовленных кругов на операции плоского шлифования периферией круга
проведены на экспериментальной установке, смонтированной на базе
плоскошлифовального станка мод. 3Е711ВФ2.
115
Шлифовали заготовки из сталей Р6М5 и ШХ15. Окружная скорость
шлифовального круга составляла 35 м/с, скорость стола – 15 м/мин. Врезной подачей Sвр варьировали в пределах от 0,03 до 0,05 мм/дв.ход, а поперечной подачей Sп – от 1 до 2 мм/ход. Припуск на обработку z изменялся
от 0,09 до 0,15 мм. В качестве СОЖ использовали 0,5 %-ный водный раствор кальцинированной соды, в качестве ТСМ – композицию из графита
(70 % по массе), пульвербакелита (29 %) и декстрина (1 %).
Технологическую эффективность шлифования оценивали по следующим критериям: объем материала, снятого с заготовки (образца) Wм,
мм3; режущая способность шлифовального круга Qм, мм3/(мин∙мм); объем
рабочего слоя ШК, израсходованного за период снятия припуска, Wа, мм3;
коэффициент шлифования по объему kш; удельный износ шлифовального
круга qa; составляющие силы шлифования Py, Pz, Н; коэффициент шлифования по силам шлифования kр; средняя контактная температура шлифования Тк, °С; среднее арифметическое отклонение профиля Rа, мкм; высота неровностей профиля по десяти точкам Rz, мкм; наибольшая высота
неровностей профиля Rmax, мкм.
В качестве примера на рис. 3 и 4 приведены значения коэффициента kш и среднего арифметического отклонения профиля поверхности
Rа, шлифованной стандартными и композиционными кругами, изготовленными по конвективной и СВЧ-технологиям. Выявлено, что применение композиционных кругов обеспечило увеличение k ш на 10…13 % и
уменьшение параметров шероховатости Ra, Rz, Rmax шлифованных поверхностей на 18…20 % по сравнению с применением стандартных кругов
независимо от технологии термообработки их полуфабрикатов. Парамет116
ры шероховатости поверхностей, шлифованных композиционными кругами, и коэффициенты шлифования композиционных кругов, изготовленных по конвективной и СВЧ-технологии, практически одинаковы. При
этом удельные энергозатраты на изготовление КШК по СВЧ-технологии
были в 5…6 раз меньше, чем по конвективной технологии, а длительность
операции бакелизации уменьшилась в 5,7 раза.
5
4,35
4,15
4,07
4,42
4
3.16. К ВОПРОСУ О ФОРМИРОВАНИИ ОСТАТОЧНЫХ
НАПРЯЖЕНИЙ В ПРОЦЕССЕ КОМБИНИРОВАННОЙ
ОБРАБОТКИ ЗАГОТОВОК ШЛИФОВАНИЕМ
И ТВЕРДОСПЛАВНЫМ ВЫГЛАЖИВАНИЕМ
3,61
3,54
3,15
3,07
3
kш
Аналогичные закономерности зафиксированы по результатам сравнительной оценки кругов по другим критериям технологической эффективности.
Таким образом, показано, что применение СВЧ-энергетики для термообработки КШК на бакелитовой связке позволяет резко уменьшить
удельные энергозатраты и снизить длительность технологического цикла
термообработки при обеспечении нормированного качества шлифовальных кругов.
2
Е. С. Киселев, С. А. Романов, Е. Н. Лексин, О. В. Благовский
1
(Ульяновский государственных технический университет,
г. Ульяновск, Россия)
0
1
2
Рис. 3. Коэффициент шлифования по объему kш: Vк = 35 м/с; припуск
на обработку z = 0,09 мм. 1 – материал заготовки – сталь ШХ15; поперечная
подача 2 мм/ход, подача на врезание 0,05 мм/ход; припуск на обработку –
0,15 мм; 2 – сталь Р6М5, Sп = 1 мм/ход, Sвр = 0,03 мм/ход, z = 0,09 мм;
,
– стандартные и композиционные круги, термообработанные
в конвективном бакелизаторе;
,
– стандартные и композиционные
круги, термообработанные по СВЧ –технологии
0,8
мк
0,67
0,6
0,66
0,55
0,53
0,4
Ra
0,21
0,21
0,17
0,2
0,17
0
1
2
Рис. 4. Среднее арифметическое отклонения профиля шлифованной
поверхности: условия см. в надписи к рис. 3
117
Общеизвестно, что основным методом окончательной обработки в
машиностроении является шлифование. Однако, наряду с очевидными
преимуществами, такими как высокая размерная точность и малые значения высотных и шаговых параметров шероховатости, этот вид механической обработки, выполняемый при смешанном режиме высокоскоростного микрорезания и пластического деформирования с экстремально высоким теплообразованием, сопровождается большой вероятностью дефектообразования в поверхностных слоях заготовок. Учитывая, что в современном машиностроении постоянно увеличивается доля деталей, изготавливаемых из труднообрабатываемых материалов и отличающихся низкими
теплофизическими свойствами, а следовательно – повышенной склонностью к структурно-фазовым превращениям в поверхностных слоях, использование на финишных операциях шлифования все более ограничено.
Обработка заготовок поверхностным пластическим деформированием, наоборот, формирует в поверхностном слое благоприятные сжимающие остаточные напряжения, но не обеспечивает геометрическую
точность формы заготовки и не может быть использована для обеспечения
окончательной диаметральной точности круглых деталей.
В Ульяновском государственном техническом университете был
предложен новый способ комбинированной обработки заготовок деталей
типа тел вращения, включающий операции шлифования и выглаживания в
конце цикла круглого наружного шлифования с продольной подачей на
этапе выхаживания, при котором обработку ведут шлифовальным кругом
и выглаживающим индентором, относительно которых перемещается обрабатываемая заготовка. Выбор операции шлифования продиктован необходимостью получения высокого качества поверхности детали, не дости118
гаемого лезвийной обработкой. В качестве выглаживающего элемента
используется твердосплавная пластина, имеющая с обрабатываемой заготовкой полосовой контакт, причем выглаживающему элементу сообщают
ультразвуковые колебания, которые существенно снижают затраты на
трение в зоне обработки, а следовательно – снижают теплосиловую напряженность. Использование твердосплавной пластины объясняется
стремлением достичь более высокой производительности обработки, кроме того, применение таких пластин более выгодно с экономической точки
зрения по сравнению, например, с алмазными инденторами.
В процессе исследований ставилась цель экспериментального определения теплосиловой напряженности процесса комбинированной обработки шлифованием и твердосплавным выглаживанием и оценка ее влияния на один из таких первостепенных параметров качества поверхностного слоя, как остаточные напряжения.
Исследования проводили на экспериментальной установке, созданной
на базе круглошлифовального станка 3М151В, оснащенного устройством
для ультразвукового выглаживания. При этом контролировали составляющие силы комбинированной обработки с помощью тензометрических центров станка, контактные температуры с использованием устройства, оценивающим их методом полуискусственной термопары, остаточные напряжения
в поверхностном слое измеряли на приборе СИТОН-АРМ. В качестве обрабатываемого материала заготовок использовали сталь 40Х.
Теплосиловую напряженность процесса комбинированной обработки шлифованием и твердосплавным выглаживанием оценивали при полнофакторном планировании эксперимента, который позволил установить,
что на составляющие силы комбинированной обработки наибольшее
влияние оказывает усилие прижима индентора к заготовке Р, на контактные температуры в зоне комбинированной обработки – скорость продольной подачи заготовки Vc, а также усилие прижима P. В частности, изменение усилия прижима с 50 до 150 Н привело к увеличению радиальной составляющей силы Py в 4..4,5 раза, составляющей силы Pz и температуры в
зоне выглаживания в 2..2,5 раза. Контактная температура в зоне шлифования увеличилась на 20..30 % при изменении скорости продольной подачи
Vc с 10 до 100 мм/мин.
В процессе исследований определяли влияние теплосиловой напряженности на формирование остаточных напряжений в поверхностном
слое обработанных деталей. Для этой цели был проведен эксперимент,
включающий комбинированную обработку по режимам, обеспечивающим
экстремальные значения теплосиловой напряженности процесса (минимум и максимум). Условия режима обработки представлены в табл. Соответствующие эпюры остаточных напряжений показаны на рис. 1.
Данные рис. 1 свидетельствуют о незначительном (порядка 15 %)
уменьшении абсолютной величины сжимающих ОН, вызванным увеличением теплосиловой напряженности процесса. Хотя усилие прижима выглаживающего элемента было увеличено втрое (с 50 до 150 Н), это не спо119
собствовало увеличению абсолютной величины сжимающих напряжений.
Вероятно, связано это с тем, что температурная напряженность процесса
оказывает большее релаксирующее влияние на формирование остаточных
напряжений, нежели силовая.
а
б
Рис. 1. Влияние теплосиловой напряженности процесса на формирование
осевых (а) и касательных (б) остаточных напряжений в поверхностном
слое обработанной заготовки из стали 40Х: 1 – 4 – номер опыта по
таблице (табл. 1)
Таблица 1
Условия режима обработки при минимальной и максимальной
теплосиловой напряженности процесса
Условия режима обработки
№
опыта
Р,Н
t , мм
Vс , мм/мин
V з , м/мин
1
50
0,02
10
20
2
50
0,02
10
40
3
150
0,10
100
20
4
150
0,10
100
40
Таким образом, установлено, что теплосиловая напряженность оказывает определенное влияние на формирование параметров качества ПС
обработанных деталей и путем изменения элементов режима обработки
можно изменять качество поверхности будущей детали в заданном направлении.
120
3.17. ПРОФИЛИРОВАНИЕ АЛМАЗНЫХ ШЛИФОВАЛЬНЫХ
КРУГОВ КОМБИНИРОВАННЫМ МЕТОДОМ
В. О. Соколов, А. В. Соколов
(Пензенский государственный университет, г. Пенза, Россия)
Шлифование профильными алмазными кругами является одним из
наи-более перспективных методов обработки изделий сложной конфигурации из твердых сплавов, стекла, керамики, ферритов и других труднообрабатываемых материалов. Оно позволяет многократно повысить производительность процесса, обеспечивает хорошую повторяемость размеров деталей и может быть легко интегрировано в состав автоматизированных производственных систем.
Шлифовальный круг, имеющий необходимую конфигурацию Рабочей поверхности, может быть получен из стандартного алмазного круга
путем соответствующего профилирования. Практика показывает, что наиболее эффективным методом профилирования является электроэрозионный [1]. Электроэрозионное профилирование относится к процессам бесконтактного формообразования, когда алмазный круг и правящий электрод разделены межэлектродным зазором. Это приводит к возникновению
погрешности формообразования, которая снижается с уменьшением величины зазора, а идеальная точность может быть достигнута только в контактных процессах.
При электроэрозионной обработке формообразование осуществляется по поверхности металлической связки. В то же время, рабочая
поверхность круга формируется по вершинам выступающих алмазных
зерен. Высота выступания зерен является случайной величиной, причем
величина разновысотности возрастает с увеличением зернистости алмазного порошка. Следовательно, точность профилирования алмазных шлифовальных кругов электроэрозионным методом ставится в зависимость от
зернистости алмазного порошка.
Электроэрозионная обработка позволяет получать шлифовальные
круги с одинаковыми свойствами по всей рабочей поверхности, в то же
время, термодинамические нагрузки, возникающие при шлифовании на
разных участках фасонного профиля, существенно различаются [1]. Это
приводит к неравномерному износу рабочей поверхности круга, и, в конечном счете, к снижению точности обработки.
Устранить отмеченные недостатки можно сочетанием электроэрозионного профилирования алмазного круга с пластическим деформированием путем накатывания роликом [2]. Сущность этого способа заключается в следующем. Профильный алмазный круг получают за две технологические операции. На первой операции производится предварительное
профилирование электроэрозионным методом. Получаемая при этом конфигурация профиля рабочей поверхности шлифовального круга отличает121
ся от требуемой на величину припуска под последующее накатывание
роликом (рис. 1), который задается с учетом интенсивности износа алмазного круга на различных участках фасонного профиля.
На второй операции выполняется окончательное формирование
профиля круга путем накатывания роликом. При этом в результате пластической деформации происходит упрочнение металлической связки и
образуется наклепанный слой с повышенной твердостью. Поскольку величина пластической деформации неодинакова для разных участков фасонного профиля, то степень наклепа также различна. Таким образом, участки подверженные большему износу получают большую степень упрочнения и становятся более износостойкими и наоборот. При накатывании
алмазные зерна утапливаются в связку, а их вершины выстраиваются по
линии, эквидистантной профилю ролика.
Рис. 1. Схема распределения припуска под накатывание роликом
Для повышения эффективности упрочнения связки профилирование
накатным роликом производят с применением жировых смазок, которые
позволяют уменьшить трение между контактирующими поверхностями
ролика и рабочего слоя шлифовального круга. Введение в смазку поверхностно-активных веществ приводит к проявлению эффекта адсорбционного пластифицирования, который проявляется в понижении прочности и
облегчении деформируемости материала связки. При небольшой концентрации поверхностно-активных веществ и малоцикловом нагружении
происходит упрочнение поверхностного слоя на 35…40%. Более высокая
эффективность упрочнения при деформировании с применением поверхностно-активных веществ достигается вследствие облегчения выхода дислокации на поверхность и увеличения их плотности при последующем
накатывании роликом. Установлено, что наибольший эффект упрочнения
материала металлической связки на основе меди и олова происходит при
концентрации олеиновой кислоты от 0,1 до 0,5 % в вазелиновом масле.
122
Для предотвращения разрушения круга, обусловленного отслаиванием рабочего слоя от металлической основы корпуса при накатывании,
величину радиального усилия P определяют по выражению:
P
Dk bq 2
,
D
0,12  6 E ( k  1)
dp
где Dk – наружный диаметр шлифовального круга; b – ширина контакта круга с
накатным роликом; q – (1,8…2,2)σт – максимальное давление при накатывании
роликом (σт – предел текучести материала); dp – наружний диаметр накатного ролика; E – модуль упругости материала связки.
Экспериментальные исследования показали, что накатывание роликом обеспечивает снижение износа шлифовального круга в среднем на
20…25 % и делает его более равномерным по профилю. Это, в свою очередь, способствует сохранению исходной конфигурации рабочей поверхности шлифовального круга практически неизменной в течение длительного периода времени.
Литература
1. Дорофеев, В. Д. Основы профильной алмазно-абразивной обработки / В.
Д. Дорофеев. – Саратов: Изд-во Сарат. гос. ун-та, 1983. – 189 с.
2. Пат. 2364497 РФ. Способ изготовления профильных шлифовальных кругов / А. В. Соколов, В. З. Зверовщиков, В. О. Соколов, С. А. Нестеров; Пенз. гос.
ун-т. – №2008116945/02; заявл. 28.04.2008. Бюл. № 23. – 2009.
3.18. НЕЙТРАЛИЗАЦИЯ ВРЕДНЫХ ВЫДЕЛЕНИЙ
ПРИ ПРОИЗВОДСТВЕ ИНСТРУМЕНТА
НА ФЕНОЛОФОРМАЛЬДЕГИДНОМ СВЯЗУЮЩЕМ
Учет экологической составляющей может повысить конкурентоспособность государства и отдельных компаний. В условиях ужесточения
конкуренции кардинально изменилось отношение к экологии бизнеса (играющего ключевую роль в реализации экологической политики, поскольку через его практическую деятельность в первую очередь и реализуются
взаимоотношения людей и природной среды). Бизнес постепенно стал
рассматривать экологически ориентированное производство как сферу
перспективного развития, а в ряде случаев как единственную альтернативу своего выживания.
При производстве абразивного инструмента на бакелитовой связке
используется фенолоформальдегидная смола и, следовательно, при бакелизации абразивного инструмента происходит выделение фенола, формальдегида, аммиака. Выделение летучих веществ происходит, в основном, на операции термообработке (бакелизации).
Расчет количества выделяемых летучих веществ необходим при
проектировании нового производства, составлении производственных
планов, экологических проверках производства, наладке, регулировании и
расчётах тепловых агрегатов и приточно–вытяжной вентиляции, при выборе способа очистки воздуха в цехе. Для решения всех выше перечисленных проблем была разработана методика расчета удельного количества
летучих веществ при термообработке абразивного инструмента на бакелитовой связке, при использовании которой было рассчитано количества
выделяемых веществ (табл. 1).
Таблица 1
Количество вредных веществ, выделяющихся
при производстве ба келитового инструмента
в объёме Р т/год, при годовом фонде времени Ф
Вещества
Фенол
Т. Н. Орлова, И. Ю. Орлов
Формальдегид
(Волжский институт строительства и технологий (филиал) ВолгГАСУ,
г. Волжский, Россия)
Аммиак
Загрязнение природной среды достигло невиданных за последние
годы масштабов. Только убытки экономического характера, не принимая
во внимание вред экологического характера и здоровью людей, по подсчетам специалистов, ежегодно составляют в России сумму, равную половине
национального дохода страны. Но последнее время ситуация стала меняться к лучшему, так как предприятия стали рассматривать включение
экологической составляющей в свою деятельность уже не как помеху развитию и неизбежные издержки, а все больше как сферу дополнительных
возможностей.
123
кг/т
74×10-5×С +
+ 9×10-2×Б +
+1×10-3×СС
2×10-4×С
19×10-3×С
Расчёт количества вредных веществ
м3/т
кг/год
кг/ч
0,238×(74×
P×(74×10-5×
P×(74×10-5×С +
×10-5 ×С + 9× ×С + 9×10-2×
+9×10-2×Б + 1×
×10-2×Б + 1×
×Б + 1×10-3×
×10-3 ×СС) : Ф
-3
×10 ×СС)
×СС)
0,747×2×
P×2×10-4×С
(P×2×10-4×С) :
×10-4×С
Ф
3,318×19×
P×19×10-3×С
(P×19×10-3×С) :
×10-3×С
Ф
Из таблицы видно, что максимальное количество вредных выделений (95 %) приходится на долю аммиака, который и представляет наибольшую опасность. Таким образом, нейтрализация аммиака и является
главной задачей при решении экологической проблемы в производст- ве
абразивного инструмента на бакелитовой связке.
Для регенерации газов предлагаем использовать специальные аппараты, которые называются ректификационными колоннами. Колонна
представляет собой вертикально стоящий полый цилиндр, внутрь которо124
го помещен фигурный кусковой материал – насадки. Назначение насадок
– развитие межфазной поверхности и улучшение контакта между жидкостью и паром. В качестве насадки ректификационных колонн обычно используются кольца, наружный диаметр которых равен их высоте. Наиболее распространены кольца Рашига (рис. 1) .
3.19. ПОВЫШЕНИЕ ТОЧНОСТИ ОБРАБОТКИ ПРИ
ШЛИФОВАНИИ КОЛЕЦ ПОДШИПНИКОВ АБРАЗИВНЫМ
ИНСТРУМЕНТОМ БЕЗ СВЯЗКИ
Ю. Н. Полянчиков, А. И. Банников, О. А. Макарова, А. С. Ивасько
(Волгоградский технический университет, г. Волгоград, Россия)
Рис. 1. Типы насадок
Рис. 2. Схема регенерации отходящих газов: 1 – крышка; 2 – насадки;
3 – насос; 4 – душ; 5 – ванна с серной кислотой H2SO4 32 %;
6 – осадок – сульфат аммония (NH3)2SO4; 7 – бакелизатор
Принцип работы ректификационной колонны заключается в том,
что об разующиеся в процессе термообработки газы по трубе поступают в
нижнюю часть ректификационной колонны. Сверху насосом газы орошаются серной кислотой концентрацией 32 %. Аммиак вступая в реакцию с
серной кислотой образует сульфат аммония (NH3)2SO4, который выпадает
в виде осадка на дне ванны:
2NH3 + H2SO4 → (NH3)2SO4↓ + H2
После окончания процесса ректификации осадок собирают и утилизируют на специальных полигонах.
Применение ректификационной колонны позволяет повысить конкурентоспособность предприятия в целом путём улучшения среды обитания.
125
Статья посвящена повышению точности формы изготовления деталей роликоподшипников, что сказывается на увеличении долговечности и
надежности эксплуатации механизмов и машин. Из классических работ
известно, что влияние шероховатости на работоспособность сопряженных
деталей обычно ограничивается периодом приработки (5 – 10 % от общего
срока службы), тогда как влияние макрогеометрических погрешностей и
волнистости сказываются на более длительном периоде работы машин [1].
Эксперименты выполнялись на производственном оборудовании РЦ
ОАО "ВПЗ-15". Шлифование дорожки качения кольца подшипника 6–
27607 производилось на внутришлифовальном станке автомате SIW–3.
Технология изготовления нового абразивного инструмента без связки состоит из импульсного прессования абразивного порошка с последующим высокотемпературным спеканием в вакууме. Прессование порошка осуществляется с использование электрогидравлического пресса
Удар–20, принцип действия которого, заключается в преобразовании
электрической энергии в механическую, посредством электрического разряда в жидкость [2].
При прохождении через абразивный порошок, ударная волна провоцирует возникновение большого числа трехмерных дефектов в раздробленных абразивных зернах [3]. Абразивные зерна имеют развитую поверхность и острые грани при вершинах.
Связь между самими абразивными зернами в новом инструменте
образована по границе контакта этих зерен, поэтому она намного прочнее,
чем мостики связки в стандартном инструменте. Этим объясняется высокая стойкость нового инструмента (в десятки раз превышающая стандартный инструмент).
Вторым важнейшим этапом производства нового абразивного инструмента без связки является процесс высокотемпературного спекания в
вакууме. После спекания в зернах остается достаточно большое количество
дефектов, и этим можно объяснить то, что процесс износа инструмента
происходит преимущественно скалыванием вершин зерен, что обеспечивает
процесс самозатачивания и достаточную интенсивность микрорезания.
Прочность инструмента является одной из важнейших характеристик инструмента. От нее зависит продолжительность обработки, и в
конечном итоге качество получаемой поверхности.
Добавление в шихту оксидов и окисей металлов с разными температурами плавления, интенсифицирует процессы диффузии при спека126
нии, и позволяет получить абразивный инструмент с пористостью до 65 %
от массы инструмента.
При различной концентрации добавок происходит процесс диффузионного переноса материала, стремящийся выровнять концентрацию. В месте
контакта различных материалов движутся два встречных потока диффузии:
одного материала в другой. Материал с более низкой температурой плавления обладает более высокой подвижностью. Диффузионный перенос материала происходит в направлении к области, занятой материалом с большей
температурой плавления. В этой области происходит залечивание пор, дефектов, а также образование химического соединения. Навстречу «потоку
материала» движется «поток вакансий». В области, занятой материалом с
более низкой температурой плавления, образуется «впадина» или пора. После выравнивания концентраций и образования однокомпонентного материала происходит залечивание пор и дефектов, а также усадка образца.Проведенные исследования показали, что абразивный инструмент с повышенной пористостью обладает достаточной прочностью (рис.1, 2).
Прочность, МПа
Влияние температуры на прочность
бруска
2000
сжатие
1600
расстяжение
1200
800
Выводы:
1. Применение нового абразивного инструмента без связки приводит к улучшению геометрических параметров кольца, что повышает надежность эксплуатации подшипника.
2. Новый инструмент без связки исправляет погрешность формы
(некруглость) и улучшает микрогеометрию поверхности, поскольку сочетает высокую износостойкость, высокие прочностные свойства и позволяет интенсифицировать процесс микрорезания.
400
0
200
600
1000
1400
1800
Температура, С
Рис. 1.
Влияние выдержки на прочность
бруска
Прочность, МПа
На прочностные характеристики при изготовлении инструмента
влияет интенсивность диффузионных процессов при спекании, определяющихся температурой и продолжительностью процесса.
Новый абразивный инструмент без связки исправляет погрешности
формы роликов за счет того, что высокая стойкость позволяет сохранить
геометрию рабочей части инструмента длительное время и исключить
копирование погрешностей формы инструмента на обрабатываемую поверхность [4].
Проводилось исследование погрешности формы поперечного сечения дорожки качения кольца подшипника 6–27607 после шлифования.
Допустимые значения погрешности поперечного сечения составляют
4,0 мкм.
Отклонение от круглости составляет 3,9 мкм при обработке стандартным инструментом 24А12СМ17К и 1,6 мкм при обработке инструментом без связки (рис.1). Измерения проводились на приборе Talyrond–
73. Тип преобразователя датчика: с переменной индуктивностью. Длина
щупа 63,5 мм. Максимальная ошибка измерения составляет 0,025 мкм.
Улучшение шероховатости поверхности дорожки качения увеличивает надежность работы подшипников вследствие уменьшения их износа. Сравнение параметров шероховатости Ra для кольца подшипника 6–
27607 после обработки стандартным инструментом Ra=0,4 и инструментом без связки Ra=0,2 показывает, что микрогеометрия улучшается при
использовании нового инструмента.
Литература
800
1. Маталин, А. А. Технология машиностроения / А. А. Маталин. – Л. :
Машиностроение, 1985. – 496 с.
2. Оборудование и технологические процессы с использованием
электрогидравлического эффекта. М. : Машиностроение, 1977. – 320 с.
3. Прюммер, Р. Обработка порошкообразных материалов взрывом / Р.
Прюммер. – М. : Мир, 1990.
4. Оробинский, В. М. Аналитическое описание точности формы отверстия
в процессе финишной обработки / В. М. Оробинский, О. А. Макарова, А. И.
Банников  Физические процессы при резании металлов. Волгоград : Издательство
ВолгГТУ, 1998.
600
400
расстяжение
сжатие
200
0
1
2
3
4
5
6
7
Время, ч
Рис. 2.
127
128
3.20. ПРОГНОЗИРОВАНИЕ ТВЕРДОСТИ АБРАЗИВНОГО
ИНСТРУМЕНТА ЗА СЧЕТ ИСПОЛЬЗОВАНИЯ ЖИДКОГО
БАКЕЛИТА С РАЗЛИЧНОЙ ВЯЗКОСТЬЮ
Н. Н. Кудрявцева, Т. Н. Орлова
(Волжский институт строительства и технологий (филиал) ВолгГАСУ,
г. Волжский, Россия)
Твердость является одной из главных характеристик круга. Если
связка достаточно прочна, обладает высокой адгезионной способностью к
абразивному материалу и удерживает зерно в теле инструмента, такой
круг считается твердым. Если же сила вырывания зерна сравнительно небольшая, то круг считается мягким. Поэтому определение зависимости
твердости абразивного инструмента от вязкости жидкого бакелита является актуальным для получения заданных характеристик кругов и составления рецептур для изготовления кругов.
По итогам экспериментов установили некоторые закономерности
распределения твердости абразивного инструмента в зависимости от вязкости жидкого бакелита как компонента связки.
В целом отмечено, что с увеличением вязкости жидкого бакелита
твердость уменьшается. Необходимо отметить, что при варьировании вязкости от 1 до 5 секунд твердость образцов меняется довольно резко, минуя
сразу несколько подразделений твердости, тогда как при вязкости ближе к
15 секундам твердость уменьшается плавно. Зависимость твердости образцов в виде кривых показана на рисунке.
Зависимость твердости плашек от вязкости жидкого бакелита
Больший разброс твердости на кривой 1 объясняется неоднородностью и рыхлостью верхней поверхности лабораторных образцов вследствие стекания жидкого бакелита во время бакелизации по всей высоте образца.
Наиболее четкая зависимость наблюдается на кривой 2. Нижняя
сторона лабораторных образцов представляла собой однородную по твердости поверхность.
Диапазон вязкости жидкого бакелита, который используют в абразивном производстве, соответствует 1 – 10 секунд. Целесообразность использования жидкого бакелита данных величин вязкости объясняется хорошим растеканием его по всему объему формовочной массы и получением более однородного инструмента по структуре и твердости. Исходя из
полученных экспериментальных значений, можно сделать вывод, что
именно в этом диапазоне вязкостей реализуются все основные подразделения твердости, используемые в металлообработке.
Использование бакелита (ближе к 15 секундам) с таким показателем
вязкости не имеет особого смысла, так как процесс смешивания формовочной массы затрудняется и, как результат, неоднородность по всему
объему абразивного изделия.
Исследование образцов, полученных с использованием жидкого бакелита разных значений вязкости, подтвердило целесообразность использования данного компонента связки в диапазоне вязкости от 1 до 10 секунд.
Полученную зависимость можно успешно использовать при прогнозировании твердости будущего абразивного инструмента.
3.21. ИССЛЕДОВАНИЕ ВЛИЯНИЯ ФОРМЫ ПОВЕРХНОСТИ
НА ИНТЕНСИВНОСТЬ ПРОЦЕССА ОБРАБОТКИ ДЕТАЛЕЙ
В СРЕДЕ СВОБОДНОГО АБРАЗИВА
7
6
О. А. Рожненко, В. В. Остроух, И. В. Устинова
глубина лунки, мм
5
4
Нижняя поверхность
образца
(Донской государственный технический университет,
г. Ростов-на-Дону, Россия)
Верхняя поверхность
образца
В современном машиностроении основное влияние на качественные
и эксплуатационные показатели деталей оказывают финишные операции,
среди которых одно из ведущих мест занимают методы абразивной обработки. При этом методы обработки закрепленным абразивом, получившие
более широкое распространение, применимы, в основном, для обработки
простых по форме деталей, в то время как обработка в среде свободного
абразива позволяет при минимальных затратах обрабатывать детали практически любой формы.
Многие из методов обработки свободным абразивом были подробно
исследованы, созданы теоретические модели, позволяющие рассчитывать
3
2
1
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
13
14
15
вязкость жидкого бакелита, сек
Рис. 1. Зависимость твердости плашек от вязкости жидкого бакелита:
кривая 1 – для твердости верхней поверхности лабораторных образцов;
кривая 2 – для нижней поверхности лабораторных образцов
129
130
производительность и качество обработки в зависимости от основных технологических факторов, то есть режимов обработки и характеристик рабочих сред. Однако обработка деталей сложной формы связана с определенными сложностями, обусловленными нестабильностью обработки участков различной конфигурации. Форма обрабатываемых деталей определяет лучший или худший доступ и контакт частиц рабочей среды к различным элементам обрабатываемой поверхности и соответственно большую или меньшую интенсивность обработки.
В настоящее время в области вибрационной и центробежно-ротационной обработок не выявлены аналитические зависимости, связывающие комплекс конструктивных особенностей обрабатываемой детали, таких как форма и наличие внутренних поверхностей с производительностью и качеством обработки.
Для получения теоретических зависимостей, определяющих влияние формы поверхности на интенсивность процесса обработки примем
следующую модель съема материала в среде абразива. На единичную упаковку частиц рабочей среды по обрабатываемой поверхности случайно
наносят пятна контакта, характеризующиеся размерами в двух взаимно
перпендикулярных направлениях (ai и bi), причем каждый из размеров, а
также их отношение являются непрерывной случайной величиной. Множество точек единичной упаковки, покрытых одним или большим числом
пятен контакта является случайным множеством. Величина и форма пятна
контакта на обрабатываемой поверхности в рассматриваемой модели приняты в качестве комплексной характеристики процесса. Это связано с тем,
что геометрические размеры и форма пятна контакта отражают и физикомеханические свойства материалов обрабатываемой детали и частиц рабочей среды, и влияние массы загрузки, и амплитуду колебаний, и энергию
соударений частиц рабочей среды с обрабатываемой поверхностью, и
геометрию рабочей камеры, и траекторию движения массы загрузки в рабочей камере и т.д. Использование величины и формы пятна контакта позволяет получить довольно простые и удобные в практическом применении зависимости для определения производительности обработки.
Определим геометрическую вероятность того, что любая точка
внутри единичной упаковки покрывается каким-либо пятном контакта за
один цикл воздействия массы абразивных частиц:
n
P ,
i
P
(1)
i 1
n
где Рi – геометрическая вероятность того, что любая точка внутри единичной упаковки частиц рабочей среды покрывается эллипсом с полуосями ai и bi за один
цикл воздействия массы абразивных частиц:
Pi 
Sп.к .
Sе. у.
(2)
,
где Sп.к. – площадь пятна контакта на обрабатываемой поверхности; Sе.у. – площадь единичной упаковки частиц рабочей среды на обрабатываемой поверхности.
131
Площадь пятна контакта зависит от формы обрабатываемой поверхности. В случае плоской поверхности площадь совпадает с площадью
проекции на плоскость, касательную к обрабатываемой поверхности в
центре пятна контакта. В случае криволинейной поверхности обрабатываемой детали ее можно разбить на участки, которые можно аппроксимировать поверхностями тел вращения.
Форма области единичной упаковки может быть принята в форме
криволинейного прямоугольника, сферического сегмента в зависимости от
формы обрабатываемой поверхности и принятой плотности упаковки.
Для вероятностной оценки количества взаимодействий, приходящихся на единицу площади детали, сделаны следующие допущения относительно протекания процесса обработки:
1) обработка осуществляется шарами одинакового диаметра d;
2) размеры обрабатываемой поверхности не меньше размеров гранулы;
3) свойства поверхностей изотропны во всех направлениях;
4) все поверхности наружные;
5) при определении площади пятна контакта не будем учитывать
макрогеометрию поверхности детали, поскольку максимальная длина следа (пятна контакта) на несколько порядков меньше радиуса кривизны поверхности детали, и примем ее равной площади плоского эллипса со сторонами a и b:
Sп.к.i    ai  bi .
Вследствие последнего допущения форма обрабатываемой поверхности будет влиять только на площадь единичной упаковки частиц, которую можно принять за основу расчета коэффициента формы детали при
условии, что остальные параметры процесса идентичны для всех рассматриваемых поверхностей или их влиянием можно пренебречь.
Основываясь на полученных зависимостях, была проведена сравнительная оценка влияния формы поверхности на процесс обработки свободными абразивами при различных соотношениях размеров обрабатываемых поверхностей и частиц рабочей среды.
Сразу следует отметить, что при любом соотношении размеров
площадь единичной упаковки для плоской поверхности остается величиной постоянной, поэтому ее можно принять за единицу. Коэффициент
формы, определяющий относительную производительность процесса, будем определять как отношение площади единичной упаковки плоской поверхности к площади единичной упаковки криволинейной поверхности:
S
kф  е. у.пл. .
S е. у .цил.
Полученные значения (табл. 1) показывают, что за один цикл воздействия массы абразивных частиц для криволинейной поверхности будет
происходить в kф раз больше контактов на аналогичной площади по сравнению с плоской поверхностью, следовательно, и интенсивность процесса
обработки теоретически будет выше.
132
Таблица 1
Определение коэффициента формы для обработки цилиндрической поверхности в среде свободного абразива
Соотношение диаметров (радиусов)
обрабатываемой поверхности и гранул
абразивной среды
1
5
20
Расчетный коэффициент формы (kф)
1,9
1,2
1,05
работ с рабочей скоростью 50 м/с, обеспечивает коэффициент запаса
прочности S=2,5 – 3,0, что не отвечает новым требованиям по безопасности.
Известна зависимость разрывной скорости шлифовального круга от
его прочности, плотности и геометрических параметров [1]:
Vbr 
В результате проведенных теоретических исследований можно сделать следующие выводы, подтверждающие влияние формы поверхности
на интенсивность процесса обработки свободными абразивами:
1. Исследования показали, что с уменьшением диаметра цилиндрической поверхности интенсивность процесса обработки увеличивается.
2. При обработке деталей, состоящих из набора поверхностей, характеризующихся разной кривизной, следует для достижения заданных
параметров качества поверхности учитывать различную интенсивность их
обработки.
Для подтверждения полученных в ходе теоретических исследований
результатов проводится серия экспериментов по обработке цилиндрического и плоского образцов, имеющих соизмеримые габариты и одинаковую массу, что позволяет исключить влияние этих факторов на процесс
обработки. При этом разработанная конструкция приспособлений обеспечивает доступ рабочей среды только к одной поверхности образцов, что
дает возможность точно оценить съем материала с единицы площади заданной поверхности и произвести их сравнительную оценку.
3.22. ПРОЧНОСТЬ ОБДИРОЧНЫХ КРУГОВ
НА БАКЕЛИТОВОЙ СВЯЗКЕ
Б. А. Чаплыгин, В. В. Райт, А. Е. Медведев
(ОАО «Уральский НИИ абразивов и шлифования», г. Челябинск, Россия)
По новому стандарту ГОСТ 52588-2006 «Инструмент абразивный.
Требования безопасности» коэффициент запаса прочности обдирочных
кругов, работающих на стационарных и ручных шлифовальных машинах,
должен быть не менее 3,5, то есть,
V
(1)
S  ( br ) 2  3,5 ,
Vs
где Vbr – скорость разрыва круга, м/с; Vs – максимальная рабочая скорость, м/с.
Существующая технология изготовления крупнозернистых шлифовальных кругов холодного прессования, предназначенных для обдирочных
133
g  B
3

, см/с,
(2)
1    2
2
где: g = 981 см/с – ускорение свободного падения; σB – предел прочности при растяжении, г/см2; γ – плотность материала круга, г/см3; α – коэффициент формы,
т.е. отношение диаметров внутреннего к наружному.

В работе [2] исследовано прочность образцов и кругов на бакелитовой связке на растяжение, изгиб, сжатие и скорость разрыва. Установлено,
что самым надежным прочностным показателем является прочность материала шлифкруга на изгиб. При этом получено отношение прочности на
изгиб к прочности на растяжение:
и
 2,9.
В
Учитывая это, после преобразований формула (2) примет вид:
Vbr  31,6 
и
  (1     2 )
, м/с,
(3)
где: σи – предел прочности материала круга при изгибе, МПа; γ – плотность материала круга, г/см3; α – коэффициент формы круга.
Для обеспечения требуемого запаса прочности (S≥3,5) необходимо,
чтобы прочность на изгиб материала круга была не менее 38,0 МПа, т.е.
необходимо увеличить прочность по крайней мере на 40%.
Для решения этой задачи исследовано влияние на прочность абразивно-бакелитового композита следующих факторов:
- зернистость шлифматериалов и их сочетание;
- вид и количество наполнителя в связке;
- однородность компонентов связки в формовочной смеси;
- условия формования заготовок.
Оптимизация рецептурно-технологических параметров осуществлялась по критерию максимальной прочности образцов (σ и). В качестве экспериментальных образцов изготавливались и испытывались бруски
150х90х16 мм по 5 штук в каждой серии опытов с трехкратной повторностью. По оптимальным технологическим параметрам изготовлена и испытана на прочность экспериментальная партия кругов 1 150х13х22 характеристики 14А F16 37-39 В в количестве 30 штук.
Результаты испытаний брусков и кругов представлены в табл.1.
134
Таблица 1
Результаты испытаний брусков и кругов
Наименование показателя
Плотность
Звуковой индекс по ГОСТ Р
52710-2007
Степень твердости
Прочность при изгибе
Расчетная скорость разрыва
круга
Расчетный коэффициент запаса
прочности
Фактическая скорость разрыва
круга
Фактический коэффициент
запаса прочности:
-круги 1-го класс дисбаланса
-круги 2-го класс дисбаланса
-среднее значение
Ед. изм.
г/см3
ЗИ
Бруски
2,43
37
Круги
2,45
37-39
МПа
м/с
Q-R (СТ3-Т1)
42,2±2,3
121,7±4,3
Q-S (СТ3-Т2)
-
-
5,9±0,3
-
м/с
-
115,7±8,5
-
-
Коэффициент
формы, α
0,21
0,38
0,42
0,32
0,45
0,41
0,51
Скорость
разрыва, Vbr,
м/с
117,6
106,7
104,3
110,5
102,5
104,9
99,0
Литература
1. Мюнних, Г. Прочность вращающихся шлифовальных кругов / Г. Мюнних. Пер. с нем., 1956. – С. 43 – 45.
2. Талеманн, М. Прочностные свойства абразивного инструмента на бакелитовой связке / М. Телеманн. Пер. с нем., 1970. – С. 19 – 22.
3.23. ПРИМЕНЕНИЕ МЕТОДА ГРАНУЛИРОВАНИЯ
АБРАЗИВНЫХ СМЕСЕЙ С ЦЕЛЬЮ УЛУЧШЕНИЯ
ХАРАКТЕРИСТИК ХОНИНГОВАЛЬНОГО ИНСТРУМЕНТА
6,3±0,5
4,5±0,4
5,4±0,8
В. В. Гузев, В. М. Шумячер
Из табличных данных следует, что фактическая скорость разрыва
кругов составляет 115,7±8,5 м/с, а среднее значение коэффициента запаса
прочности S=5,4±0,8. Причем круги, имеющие 1-й класс дисбаланса, имеют коэффициент запаса прочности 6,3±0,5, что на 40% выше, чем у кругов
со 2-м классом дисбаланса. Это объясняется тем, что центробежная сила
от дисбаланса вызывает дополнительные напряжения во вращающемся
шлифовальном круге.
При сопоставлении фактических значений скорости разрыва с расчетными, вычисленными по формуле (3), получено отклонение около 5%,
что находится в пределах статистических отклонений. Формула (3) справедлива для расчета разрывной скорости кругов, имеющих 1-й и 2-й класс
дисбаланса по ГОСТ 3060.
В табл. 2 представлены расчетные значения скорости разрыва и коэффициента запаса прочности для ряда размеров кругов.
Таблица 2
Расчетные значения скорости разрыва и коэффициента
запаса прочности
Размеры кругов, мм
Наружный
Внутренний
диаметр, D
диаметр, d
150
32
200
76
300
127
400
127
450
203
500
203
600
305
Таким образом, оптимизация рецептурно-технологических параметров изготовления обдирочных кругов с использованием методики расчета
скорости разрыва шлифовального круга с учетом прочности образца при
изгибе и его плотности позволяет обеспечить коэффициент запаса прочности 3,9-5,5, что соответствует требованиям ГОСТ Р 52588-2006 по безопасности.
Коэффициент
запаса
прочности, S
5,5
4,6
4,4
4,9
4,2
4,4
3,9
135
(Волжский институт строительства и технологий (филиал) ВолгГАСУ,
г. Волжский, Россия)
Разработка инструмента (хонинговального бруска) с заданной пористостью, самозатачиваемостью и высоким качеством поверхности обрабатываемой детали является актуальной задачей в части повышения эффективности хонингования. Решение задачи может быть достигнуто применением абразивного инструмента изготовленного технологии гранулирования смеси.
Нами предлагается ввести операцию гранулирования формовочной
смеси, которая включает в себя операцию смешивания. В результате не
нарушается технология производства абразивного инструмента.
По общим представлениям, гранулирование проводят с целью
улучшения качества как промежуточных, так и готовых продуктов. Преимущество формования гранулированной смеси перед обычной можно
рассмотреть на основе модели Зеелига.
Для визуализации процессов, происходящих при формовании абразивного инструмента, используем резиновые шайбы. При свободной засыпке в замкнутом объеме полости матрицы между шайбами сохраняются
пустоты, обусловленные арочным эффектом (возникновение в абразивном
порошке пор, превышающих размеры наиболее крупных частиц). Под
действием прикладываемых внешних сил пустоты заполняются и достигается плотная укладка шайб (рис.1, а).
Для моделирования процесса формования гранулированного материала собираем шайбы в равные группы и внутри каждой группы жестко
соединяем шайбы друг с другом. При плотной укладке гранул, после уст136
ранения арочного эффекта, наблюдаем увеличение объема пор, что в свою
очередь уменьшает засаливаемость абразивного инструмента при сохранении его режущих свойств (рис.1, б).
а
б
Рис.2. Гранулы, полученные окатыванием отсевов кварцевого песка
а
б
Рис.1. Модель прессования порошков абразивных материалов
Предварительно проведены экспериментальные исследования процесса гранулирования песка на авторской установке.
Исходными материалами в исследовательской работе являлись отсевы
кварцевых песков карьеров Волгоградской области (0,315 и 0,250 мм).
В качестве связующего использовалась сухая полимерная фенольная смола модифицированная отвердителем аминного типа. Материал
песков смешивался с сухой смолой в различных соотношениях (2:1, 3:1,
6:1, 12:1 соответственно) далее затворялся водой до массы полусухого
прессования, смешивался и гранулировался окатыванием на установке.
Вид гранул представлен на рисунке 2 (а, б). Размер гранул 2…30 мм.
Формула расчета плотности гранул (1), полученных методом окатывания смеси состоящей из песка, фенольной смолы и воды в соотношении
4:1:1,3 объемных единиц, при окружной скорости окатывания Vокр = 3,24
м/мин представляет собой следующую зависимость:
а
n
48   mi

i 1
n    (amax  amin )3
.
(1)
где: m – масса гранулы; n – количество гранул во фракции; amax – максимальный размер гранулы во фракции; amin – минимальный размер гранулы во фракции.
б
Гранулы (Рис. 2, а) по своим размерам распределены на 6 фракций:
2 ÷ 5 мм, 5 ÷ 10 мм, 10 ÷ 15 мм, 15 ÷ 20 мм, 20 ÷ 25 мм, 25 ÷ 30 мм.
137
Рис.3 Зависимость плотности гранулы от её усреднённого размера
138
Изменение плотности гранулированных отсевов кварцевого песка
можно представить в виде диаграммы (рис.3, а), или графически (рис.3, б).
На графике видно, что с увеличением размера гранулы её плотность
уменьшается, вероятнее всего за счет повышения пористости.
Нами предлагается ввести операцию гранулирования в процесс
производства абразивного инструмента, как подготовку абразивной смеси
к процессу формования абразивного инструмента.
Для такого подхода к формированию хонинговального бруска у авторов есть все основания, так как теоретические предпосылки были подтверждены на разработанной авторской установке, а также были получены
предварительные лабораторные хонинговальные бруски.
3.24. ОПЫТ ПРИМЕНЕНИЯ ОБРАБОТКИ НЕКРУГЛЫХ
ОТВЕРСТИЙ ДЛИННОМЕРНЫХ ДЕТАЛЕЙ АБРАЗИВНЫМИ
ИНСТРУМЕНТАМИ (НА ПРИМЕРЕ ЛЕНТОЧНОГО
ШЛИФОВАНИЯ И ХОНИНГОВАНИЯ)
А. П. Бабичев, Д. В. Гетманский, М. Б. Дагин
(Донской государственный технический университет,
г. Ростов-на-Дону, Россия)
Детали, имеющие некруглые отверстия встречаются в конструкциях
летательных аппаратов, некоторых изделий бытового назначения, технологической оснастки, транспортных и погрузочных машин и др. Характерным примером деталей этого класса могут служить лонжероны лопасти
вертолета, подкосы шасси и др.
К такого рода примерам можно с определенным допущением отнести и обработку цилиндрических отверстий (например, труб) с нерегламентированной точностью и требующих лишь равномерного съема припуска с
обеспечением требуемой шероховатости поверхности. В этом случае эффективность применения гибких инструментов существенно возрастает.
Лонжерон лопасти несущего винта вертолета представляет собой
сложную и ответственную деталь с высокой трудоемкостью изготовления и
с использованием сложного специфичного технологического оснащения.
Конструкция заготовки может достигать длины до 14000 мм. Масса
заготовки до 200 кг и более. Конструкция отверстия заготовки представляет переменное по длине сечение в виде последовательно расположенных конусно-овальных и цилиндрических участков. Толщины стенок
лонжерона изменяются от 6.0 мм до 3,7 мм. Отклонение толщин стенок от
номинала от + 0,3 мм до – 0,2 мм.
Припуск на толщину стенок составляет 0,7 мм. Выполнить операцию внутреннего ленточного шлифования с такими допусками возможно
лишь при равномерном съеме припуска по периметру отверстия лонжерона. Материал обрабатываемой заготовки, получаемой формообразованием
139
горячей и холодной прокаткой, 40ХН2МА-Ш. после прокатки производится закалка и отпуск.
Цель операции внутреннего шлифования отверстия лонжерона –
удаление обезуглероженного коркового слоя с получением шероховатости
поверхности Ra=1,6-0,4 мкм с обеспечением равномерности припуска и
продольным расположением обработочных рисок.
Обработка детали осуществляется на специальном ленточно-шлифовальном станке гибкой бесконечной абразивной лентой (длина ленты
40 м; ширина 65 мм). Концы ленты склеиваются на специальном прессе.
Лента натягивается между двумя шкивами: приводным и натяжным. Натяжной шкив находится на подвижной каретке, а постоянство натяжения
ленты производится грузом. Прижим ленты в зоне резания осуществляется прижимным устройством, которое вводится во внутреннюю полость
трубы и наполняется сжатым воздухом.
Регулирование давления в прижимном устройстве производится
воздушным редуктором.
В процессе шлифования прижимное устройство со штангой и кАреткой совершает возвратно-поступательное движение, вдоль шлифуемого отверстия.
Длина хода каретки регулируется установкой кулачков на разные
длины. Переключение прямого и обратного хода производится конечными
выключателями. Охлаждение в зоне резания производится эмульсией, которая подается помпой.
В предлагаемой схеме шлифования на станке с штанговым приводом используются наряду с покачиванием лонжерона вращение непрерывное, вращение с реверсированием, строчечное шлифование и шлифование при фиксированном неподвижном положении лонжерона.
Для получения равномерного съема припуска целесообразно шлифовать вращением детали и строчечным шлифованием. Малые радиуса
каплевидного участка целесообразно шлифовать с подачей на строку и
вращением с реверсированием. Для обеспечения равномерного съема
припуска по периметру и по всей длине лонжерона целесообразно строчечное шлифование. Эти виды шлифования обеспечивают станок с штанговым приводом изменения прижимного устройства.
Наряду с ленточным шлифованием в ряде случаев обработку отверстий длинномерных деталей сложной формы более целесообразно производить хонингованием специальным («гибким») инструментом, позволяющим осуществлять равномерный съем припуска с поверхности различной кривизны. Конструкция инструмента представлена на рис. 1.
Выбор характеристики абразивных брусков для хонингования осуществлялся с учетом съема больших припусков при относительно грубой
исходной шероховатости поверхности, в том числе после операции горячей прокатки и термической обработки. Выбор образцов произведен с
учетом материалов, применяемых преимущественно для деталей летательных аппаратов – конструкционные легированные стали, деформируемые и литейные алюминиевые сплавы.
140
Рис. 1. Хонинговальная головка для обработки отверстий некруглового
сечения: 1 – центральная трубка; 2 – переходник; 3 – башмак;
4 – абразивные бруски; 5 – резиновая камера
Определение размерного съема металла и износа брусков осуществлялось методом измерений с точностью 0,01 мм. По результатам измерений
осуществлялся расчет объемного, весового и удельного съема материала и
износа абразивных брусков.
При исследовании качества обработанной поверхности рассматривались параметры шероховатости. Измерение шероховатости поверхности
осуществлялось профилометром модели 296.
Режимы Хн выбирали с учетом специфики формы некруглого отверстия, устанавливалась минимальная окружная скорость головки (частота вращения n0=10…15 об/мин.) и более высокая скорость возвратно-поступательно
движения (число двойных ходов в минуту nд.х.=20…40 д.х./мин.).
Усилие прижима абразивных брусков регулировалось путем изменения давления сжатого воздуха, подаваемого в пневмокамеру разжима.
В результате исследований определены возможность и принципиальные особенности конструкции оригинального инструмента для хонингования (Хн) некруглых отверстий и обеспечения равномерного съема припуска
с поверхности переменной кривизны. Принципиальная возможность инструмента состоит в размещении режущих элементов инструмента (абразивных или алмазных брусков) на периферийной части многозвенных многорядных цепочек, прижим которых осуществляется гибкой пневмокамерой с
регулируемым давлением, обеспечивающим равномерный съем припуска на
участках обрабатываемой поверхности различной кривизны.
На основе анализа механизма микрорезания абразивным зерном дано
обоснование съема больших припусков при этом достигнута величина удаляемого припуска до 1,2…2 мм на диаметр отверстия, а скорость съема
припуска при Хн закаленной стали 40ХНМА может достигать 0,02…0,06
мм/мин.
141
Экспериментально исследованы износостойкость абразивных брусков и удельный съем металла; установлены оптимальные значения скорости Хн, обеспечивающие увеличение стойкости абразивных брусков и
удельного съема металла.
Проведены экспериментальные исследования влияния длины обрабатываемой детали на показатели процесса Хн – удельный съем материала; в
частности, при неизменных режимах процесса и характеристике абразивных
брусков производительность Хн (по критерию съема металла в единицу
времени) возрастает в 1,9 раза (для конкретного примера Хн образцов длиною 130…250 мм).
Исследовано влияние размеров абразивных брусков (рабочей площади)
на эффективность обработки деталей большой длины; установлено значительное повышение эффективности Хн по мере увеличения размеров рабочей
поверхности абразивных брусков, что объясняется увеличением количества
абразивных зерен в контакте «брусок – обрабатываемая поверхность».
При анализе и обобщении результатов исследований предложены ряд
технологических схем для реализации процесса Хн.
При их разработке учитывались конструктивные особенности обрабатываемых деталей – большая протяженность, сложная форма обрабатываемой поверхности, в том числе изменяющихся по длине; опыт компановки оборудования при обработке длинномерных деталей на сложных операциях. Важным условием Хн некруглых отверстий является ограничение V0
(до 5 – 7 об/мин) при максимально допустимых значениях Vв.п. Достаточно
эффективным является сообщение инструменту осциллирующих движений
с частотой 2-5 ГЦ и амплитудой соответственно 30-50 мм и 5-10 мм.
Ниже представлены возможные технологические схемы Хн длинномерных деталей. Учитывая большую длину обрабатываемых деталей рассматриваются горизонтальные схемы.
Простейшая схема Хн при одноинструментной наладке представлена
на рис. 2. На рис.3 представлена схема многоступенчатой обработки.
Обработка деталей весьма большой длины (10-15 м), связана с необходимостью значительного (до 2-х раз и более) увеличения потребной площади для компановки соответствующего технологического оснащения
(станка, стенда и т.п.) Это объясняется необходимостью ввода и вывода инструмента.
Рис.2. Одноинструментная схема Хн некруглого отверстия длинномерной
детали: 1 – обрабатываемая деталь; 2 – инструмент; 3 – штанга;
4 – бак-отстойник ТЖ
142
ким качеством поверхности обрабатываемой детали. Эта задача может
быть решена применением абразивного инструмента, изготовленного
по специальной технологии. Получение инструмента с заданной пористостью и структурой из высокодисперсных материалов представляется
возможным за счет применения технологии гранулирования абразивной смеси.
В лаборатории специальных инструментов и изделий Волжского
института строительства и технологий были изготовлены хонинговальные абразивные бруски по технологии гранулирования смеси.
Проведены испытания опытных хонинговальных абразивных
брусков длиной 100мм, шириной 6мм для деталей гидроаппаратуры с
прерывистыми отверстиями при диаметрах отверстий 15-25мм, длинах
50÷220мм.
Для оценки отверстий с различными размерами поясков и выточек и
их симметричным расположением нами введен коэффициент прерывистости (рис.1).
Рис.3. Многоинструментная наладка для Хн длинномерных деталей:
1 – обрабатываемая деталь; 2 – инструмент; 3 – штанга;
4 – бак-отстойник ТЖ.
Литература
1. Бабичев А.П. «Хонингование». Машиностроение, М. 1967 г, с.135
2. Гетманский Д.В. «Хонингование некруглых отверстий сложной формы
длинномерных деталей». Дис…к.т.н., Ростов-на-Дону, 2009, с.164.
3. Бабошкин А.В. «Теория и методы повышения эффективности шлифования абразивными лентами». Автореферат диссертации д.т.н., Санкт-Петербург,
2005, с.44
4. Шумячер В,М. «Физико-химические процессы при финишной абразивной обработке». Волгоград, 2004. 161 с.
К пр  1 
lв (lотв  ln )
.
lотв (l B  ln )
3.25. ПОВЫШЕНИЕ ЭФФЕКТИВНОСТИ ХОНИНГОВАНИЯ
ДЕТАЛЕЙ АБРАЗИВНЫМ ГРАНУЛИРОВАННЫМ
ИНСТРУМЕНТОМ
В. В. Гузев, В. М. Шумячер
(Волжский институт строительства и технологий (филиал) ВолгГАСУ,
г. Волжский, Россия)
При обработке отверстий в различных деталях, например, деталях
гидроаппаратуры, деталях двигателя на финишных операцях, применяются хонинговальные головки с алмазным инструментом. Вместе с этим
существует целый ряд операций при обработке отверстий больших диаметров, где наиболее распространено применение абразивного инструмента из карбида кремния и электрокорунда на керамической связке. Потеря
режущей способности бруска при хонинговании происходит, в основном,
вследствие его засаливания.
Одним из решений задачи устранения указанных недостатков
является повышение режущей способности хонинговального бруска
путём обеспечения заданной пористости, самозатачиваемости и высо143
Рис.1. Схема хонингования прерывистых отверстий: 1 – хонголовка;
2 – абразивный брусок; 3 – обрабатываемая заготовка.
В ходе исследований процесса хонингования деталей из СЧ21 с
прерывистыми отверстиями были испытаны образцы разной длины и
конфигурации, имеющие различный коэффициент прерывистости Кпр
(табл.1).
В результате исследований получены зависимости съема металла,
шероховатости и отклонение от цилиндричности.
144
Таблица 1
Расчетные значения коэффициента прерывистости
опытных образцов деталей
Длина отверстия
lотв, мм
Длина пояска
ln, мм
75
5
100
5
150
5
200
5
Длина выточки
lB, мм
2
4
6
10
2
4
6
10
2
4
6
10
2
4
6
10
верхности может быть повышена не только за счет подобранных режимов
обработки, величины перебегов, но и характеристик хонинговальных брусков.
Kпр
0,733
0,585
0,491
0,380
0,728
0,578
0,482
0,367
0,724
0,570
0,473
0,355
0,721
0,567
0,468
0,350
Интенсивность съема металла растет по мере продолжительности
хонингования, но в большей степени в первые 30 сек. обработки, так как
бруски врезаются и снимают острые вершины шероховатой поверхности,
в этот период обработки происходит самозатачивание брусков и повышенный съем металла, затем процесс обработки стабилизируется и происходит затухание.
Геометрические параметры при обработке в значительной степени
зависят от величины перебега хонбрусков.
На рис. 2 видно, что при перебеге равном 1/3 lбр отклонение от цилиндричности гладкого отверстия составляет 5 – 6 мкм, у прерывистых
отверстий при том же перебеге отклонение увеличилось до 8-9 мкм за счет
более интенсивного съема металла на краевых участках у торцов отверстия, что приводит к образованию корсетообразной формы отверстия.
С уменьшением перебега до величины 1/4 lбр, корсетность, при обработке прерывистых отверстий, исчезает, отклонение от цилиндричности
4 – 6 мкм, в то же время гладкое отверстие стремится к бочкообразной
форме, его отклонение от цилиндричности составляет 6 – 7 мкм.
При использовании абразивного хонинговального бруска, изготовленного из гранул, отклонение от цилиндричности составляет 3 – 5 мкм.
Шероховатость поверхности при хонинговании отверстий с различным коэффициентом прерывистости Кпр практически остается неизменной.
Таким образом, эффективность хонингования деталей гидроаппаратуры: производительность, точность и шероховатость обработанной по145
Рис. 2 Зависимость точности обработки от коэффициента прерывистости
и перебега хонгбрусков: 1 – перебег 1/3 lбр – классический алмазный
хонбрусок; 2 – перебег 1/4 lбр – классический алмазный хонбрусок;
3 – опытный абразивный хонбрусок
Применение абразивного инструмента, полученного методом гранулирования, увеличивает эффективность хонингования отверстий.
3.26. ЭКСПРЕСС-МЕТОД ОЦЕНКИ РЕЖУЩЕЙ СПОСОБНОСТИ
ШЛИФОВАЛЬНЫХ КРУГОВ И ОБРАБАТЫВАЕМОСТИ
МАТЕРИАЛОВ ПО ЗВУКОВОМУ СИГНАЛУ
В. В. Агафонов, А. Д. Евстигнеев, В. Ф. Гурьянихин
(Ульяновский государственный технический университет,
г. Ульяновск, Россия)
Применение современных методов оценки режущей способности
шлифовальных кругов (ШК) в современном производстве позволяет резко
повысить эффективность операций шлифования за счет гибкого регулирования режимов обработки и своевременного введения правки ШК. Однако, известные методы [1, 3] либо весьма сложны и трудоемки, либо оказывают влияние на саму технологическую систему, снижая ее жесткость и,
тем самым, внося дополнительные погрешности в сам процесс контроля.
146
Все это усугубляется сложностью применения известных методов в производственных условиях.
С целью повышения быстродействия и точности оценки режущей
способности шлифовального круга, авторами предложено фиксировать
момент потери шлифовальным кругом режущей способности на основе
данных о значении величины звукового давления, возникающего в процессе шлифования, установленного из условия обеспечения максимальной
производительности при заданной шероховатости шлифованной поверхности заготовок. При этом снижается трудоемкость, повышается надежность и точность оценки режущей способности ШК. Неоспоримым достоинством предложенного метода является возможность его использования
в производственных условиях.
Предложенный метод позволяет оценить режущую способность
шлифовальных кругов по приведенному коэффициенту режущей способности:
Кр = W / Pз,
сигнала за соответствующее время шлифования τ регистрировали на экране компьютера (рис. 1, а). Полученные значения W и Рз подставляли в
формулу для расчета коэффициента режущей способности Кр шлифовальных кругов № 1 и № 2 (рис. 1, б).
а
3
где W – производительность шлифования, мм /мин ; Рз – величина звукового давления, Па, соответствующая величине снятого объема материала с заготовки за
время шлифования.
При этом величину W фиксируют измерительным прибором съема
материала, а величину звукового давления Рз за то же время фиксируют на
экране компьютера из условия обеспечения заданного качества шлифованной поверхности детали.
Проверку реализации метода производили на круглошлифовальном
станке 3М152МВФ2 при врезном шлифовании заготовок типа колец из
закаленной стали ШХ15 и Р6М5 кругами одной характеристики
24А25СМ17К5, но разных диаметров: круг № 1 – 1 – 600 × 25 × 305; круг
№ 2 – 1 – 540 × 25 × 305, при этом окружная скорость кругов составляла
(33 – 35) м/с. Величина снимаемого припуска с заготовки определялась
временем шлифования τ; частота вращения заготовки n составляла
225 мин-1, а скорость врезной подачи круга St 1,0 мм/мин, что соответствовало максимальной производительности шлифования W при заданной
шероховатости шлифованной поверхности Ra ≤ 1,25 мкм (рис. 1, в). В зону
шлифования поливом с расходом (15 – 18) дм3/мин, подавали 3 %-ную
эмульсию Укринол–1. Правку кругов производили алмазным карандашом
С2 по одинаковому для всех кругов режиму.
Перед началом обработки заготовки измеряли ее начальный диаметр, а скорость съема материала (производительность шлифования) W
при шлифовании с непрерывной поперечной подачей круга рассчитывали
по величине снимаемого припуска за измеренное время шлифования τ
(рис. 1, а). Прием и обработку звуковых сигналов, возникающих в процессе шлифования на информативной частоте, производили с помощью первичного преобразователя (микрофона), установленного внутри кожуха
круга, и звуковой карты, встроенной в персональный компьютер по методике работы [2]. Звуковое давление Рз (или его амплитуду) акустического
147
б
в
Рис. 1. Зависимость величины звукового давления Рз (а), коэффициента
режущей способности Кр (б) и шероховатости шлифованной поверхности
Rа (в) от времени шлифования τ: 1 – ШК № 1; 2 – ШК № 2
Результаты исследований показали тесную взаимосвязь между величиной звукового давления Рз, скоростью съема материала заготовки W
(рис. 1, а) и коэффициентом режущей способности Кр (рис. 1, б) шлифовальных кругов за время шлифования τ. При постоянной скорости съема
материала W коэффициент режущей способности Кр шлифовальных кругов в течение времени шлифования уменьшается (см. рис. 1, б) вследствие
148
их износа и засаливания, что приводит к увеличению звукового давления.
Другими словами, чем больше энергия звукового излучения, тем хуже
режущая способность круга, которую можно оценить по коэффициенту
Кр, и качество шлифованной поверхности заготовки (см. рис. 1, в). Как
видно из рис. 1, б, шлифовальный круг № 1 имеет большее значение коэффициента Кр и, следовательно, лучшую режущую способность по сравнению с кругом № 2 за весь период шлифования τ.
Исследование при обработке сталей разных марок (рис. 2) показало,
что коэффициент режущей способности шлифовальных кругов при шлифовании заготовок из стали Р6М5 на 50 % выше по сравнению с обработкой заготовок из стали ШХ15, что также определяется с помощью предложенного метода.
Рис. 2. Коэффициент режущей способности Кр шлифовальных кругов
при обработке сталей разных марок: 1 – сталь Р6М5; 2 – сталь ШХ15;
τ = 2 мин.; n = 225 мин-1; St = 1,0 м/мин
Полученные результаты дают возможность просто и быстро оценивать шлифовальные круги как по качеству изготовления, так и по их режущей способности, используя предлагаемый коэффициент режущей способности Кр.
Предложенный метод оценки режущей способности шлифовальных
кругов может быть использован также и при других схемах шлифования
заготовок как абразивными, так и кругами из сверхтвердых материалов,
при этом отпадает необходимость проведения трудоемких стойкостных
испытаний по оценке как режущей способности кругов, так и обрабатываемости различных классов материалов заготовок.
Литература
1. Бишутин, С. Г. Изменение состояния абразивного инструмента в процессе шлифования / С.Г. Бишутин, // СТИН. – 2004. – № 5. – С. 27 – 29.
2. Гурьянихин, В.Ф. Управление процессом круглого врезного наружного
шлифования с использованием акустического сигнала / В.Ф. Гурьянихин, В.
В. Агафонов, А. А. Панков // СТИН. – 2009. – № 2. – С. 35 – 40.
3. Оробинский, В. М. Оценка эффективности режущей способности абразивных кругов при шлифовании с непрерывной поперечной подачей/ В.
М. Оробинский, В. В. Воронцов, А. Н. Воронцова, Л. Г. Гильдебранд // Станки и
инструмент. – 2002. – № 3. – С. 23 – 26.
149
3.27. ПРОЦЕСС ШЛИФОВАНИЯ КАК НЕСТАЦИОНАРНАЯ
ДИССИПАТИВНАЯ САМОУСТАНАВЛИВАЮЩАЯСЯ
ТРИБОСИСТЕМА
А. Б. Переладов, А. В. Анохин
(Курганский государственный университет, г. Курган, Россия)
Современное автоматизированное производство достаточно эффективно решает задачу получения качественных изделий с использованием
самых различных методов механической обработки. Во многих случаях
финишной операцией является шлифование, которое в значительной степени определяет качество полученной поверхности и эффективность операции
в целом.
Прогнозирование показателей процесса шлифования (ПШ) и результатов обработки достаточно часто осуществляют с использованием математических моделей и разработанных на их основе моделирующих компьютерных программ. Однако сегодня отсутствуют универсальные системы
автоматизированного проектирования (САПР), которые бы учитывали все
наиболее значимые факторы процесса, их изменение за весь период эксплуатации инструмента и были бы применимы в различных условиях.
Трудности создания многофакторных динамических моделей ПШ общеизвестны: это необходимость использования большого объема достоверного
экспериментального материала, который должен быть получен с использованием современных методик исследований и лабораторного оборудования.
Особые затруднения вызывает изучение статистических и динамических
показателей микровзаимодействия вершин активных абразивных зерен с
обрабатываемым материалом (определение числа режущих зерен, площадей и размеров сечений срезаемых стружек, сил резания на активных зернах, статистики их распределения), что связано со скоротечностью процесса, невозможностью прямых измерений в зоне контакта инструмента с заготовкой, нерегулярностью расположения режущих зерен на рабочей поверхности круга, различием их форм и размеров.
Универсальная модель должна учитывать все значимые факторы
процесса, к которым, безусловно, относятся характеристики шлифовальных кругов, их типы и размеры, форма и микрогеометрия рабочей поверхности инструмента и шлифуемой поверхности заготовки, свойства обрабатываемого материала, схема шлифования, режимы резания, что требует
достаточного высокого уровня обобщения и адекватного подхода к решению поставленной задачи. В настоящее время нами накоплен достаточно
большой аналитический и экспериментальный материал, использование
которого позволило получить комплекс многофакторных математических
зависимостей, являющихся основой модели ПШ, и приступить к разработке универсальной САПР в виде компьютерной программы, предназначенной для проектирования операций шлифования и определения оптималь150
ных характеристик инструмента для конкретных условий его работы. На
основе изученной информации и данных, полученных в ходе проведенных
исследований, было сформировано концептуальное представление об оптимальном виде, структуре и составе создаваемой модели ПШ, которое
состоит из четырех основных моментов.
1. Процесс шлифования имеет стохастическую природу, которая
предопределяется неправильной формой абразивных зерен, различием их
размеров, что приводит к нерегулярности расположения их вершин в объеме рабочего слоя абразивного инструмента, а так же наличием микрорельефа на обрабатываемой поверхности. Это приводит к необходимости
ухода от детерминированных моделей и использованию статистиковероятностных методов исследований, в наибольшей мере учитывающих
специфику процесса.
2. Нестационарность ПШ, которая заключается в динамике изменения его выходных параметров при сохранении стабильных режимов обработки. Это предопределяется затуплением, разрушением и вырыванием режущих зерен и связанным с этим изменением их числа, объема и формы
срезаемых стружек. Кроме того, следствием этого является изменение формы рабочей поверхности инструмента, ее размеров и, соответственно, формы и площади контакта шлифовального круга с заготовкой. Поэтому модель процесса должна адекватно учитывать все значимые изменения факторного пространства рассматриваемой системы на протяжении всего периода стойкости инструмента и до полного его износа, что позволит прогнозировать показатели операции шлифования в зависимости от состояния
структурных элементов при возможных пределах изменения их параметров.
3. ПШ обладает признаками диссипативной системы, которая, сохраняя устойчивое состояние в неравновесной среде, рассеивает энергию, поступающую извне. В процессе шлифования происходит изменение (переход) упорядоченной энергии, подводимой к процессу, в неупорядоченную
энергию. Происходящие в системе трансформации формы, пространственно-временных размеров, изменения параметров, вида и количества энергии,
приводят к самоорганизации диссипативной структуры процесса благодаря
переходу «неустойчивость – устойчивость» и достижению нового уровня
устойчивости системы. Самоорганизация системы происходит, в основном,
под действием возникающих флуктуаций (микровзаимодействий режущих
зерен в заготовкой) различной интенсивности, в зависимости от фазы процесса и имеющихся условий. Наиболее значимые факторы, определяющие
законы эволюции и предельные состояния системы, были учтены при разработке динамической составляющей модели ПШ.
4. ПШ является по сути трибосистемой, в которой, в результате
массового микровзаимодействия абразивных зерен с обрабатываемой поверхностью, происходит «изнашивание» материалов заготовки и абразивного инструмента по законам, которые установлены в данной области исследований.
151
В соответствии с полученными представлениями о ПШ и динамике
изменения его факторного пространства, с использованием основных положений общей теории систем была разработана структура процесса (рис.
1), имеющая оптимальные параметры и позволяющая эффективно решать
поставленные задачи: прогнозирование результатов шлифования, определение оптимальных режимов обработки и характеристик инструмента для
конкретных условий.
Рис. 1. Основные элементы и структура системы процесса шлифования
В качестве основных системообразующих компонентов (ядра) системы были выбраны: инструмент (шлифовальный круг), заготовка, режимы шлифования и зона контакта инструмента с заготовкой. Таким образом, была сформирована открытая неоднородная система, содержащая
оптимизированное множество фундаментальных объектов, обладающих
признаками единства и достаточности, что позволило определить многие
значимые связи и формализовать их в виде математических зависимостей.
Другие значимые компоненты, влияющие на процесс шлифования, рассматриваются как надсистема (станок, приспособление, СОТС, система
правки и другие) и являются полюсом (входом) системы. Они могут, при
необходимости, ее дополнить при проведении исследований и проектировании операции шлифования. Другим полюсом системы являются выходные показатели процесса. Такой уровень организации системы ПШ позволил достичь необходимого уровня общности и в достаточной мере совместить универсальность создаваемой модели и ее эффективность.
В процессе создания САПР с использованием разработанных компьютерных моделей были проведены исследования дисперсной системы
абразивного инструмента, строение его рабочей поверхности, изучены
параметры микро- и макровзаимодействия шлифовального круга с заготовкой и их изменение в зависимости от степени износа инструмента и
режимов обработки. Уже законченные блоки САПР прошли апробацию на
ряде предприятий РФ при проектировании операций шлифования.
152
Она обладает хорошими моющими средствами. Готовится путем
прямого смешивания, но предварительно набухается натриевая соль кабоксиметилцеллозы в воде в течение 8 – 10 часов, а затем вводится в состав СОЖ. Все компоненты СОЖ выпускаются отечественной промышленностью.
СОЖ на основе ИХП – 45 готовится путем прямого смешивания
эмульсола ИХП – 45 с водопроводной водой. Период стойкости 10 – 20
дней. Хорошо зарекомендовала себя при обработке металлов.
Их эффективность оценивали по динамике процессов шлифования
горячепрессованной карбидкремниевой керамики [3] алмазным кругом на
гальванической связке диаметром 250 мм. Результаты испытаний представлены на рис. 1 и рис. 2. Установлено, что наиболее рационально использовать ВФ – 3, несколько уступает ей СОЖ В26. Применение СОЖ
ВФ – 3 обеспечило снижение нормальной составляющей силы шлифования РY при скорости движения стола 15 м/мин на 30 %, при скорости стола 18 м/мин на 20 %. Одновременно с этим снижается тангенциальная составляющая силы шлифования РХ на 27 % и 22 % соответственно.
СЕКЦИЯ 4. СОТС ПРИ АБРАЗИВНОЙ ОБРАБОТКЕ
4.1. ОЦЕНКА ЭФФЕКТИВНОСТИ СМАЗОЧНО-ОХЛАЖДАЮЩИХ
ЖИДКОСТЕЙ ПРИ АЛМАЗНОМ ШЛИФОВАНИИ
КАРБИДКРЕМНИЕВОЙ КЕРАМИКИ
В. М. Шумячер, Д. О. Пушкарев
(Волжский институт строительства и технологий (филиал) ВолгГАСУ,
г. Волжский, Россия)
При алмазно-абразивной обработке деталей машиностроительной
техники из карбидкремниевой керамики важным фактором является рациональное применение смазочно-охлаждающих жидкостей (СОЖ) [1].
При этом в большинстве случаев алмазное шлифование осуществляют с
использованием 0,3 % водного раствора кальцинированной соды.
В связи с вышеизложенным, на основе разработанной методологии
[1, 2] проведены экспериментальные исследования работоспособности
указанной СОЖ в сравнении с другими марками: водными СОЖ ВФ-3;
В26 и ИХП-45.
СОЖ ВФ-3 (Волжская финишная) представляет собой водный раствор поверхностно-активных веществ (ПАВ), содержание которых не превышает 2,5 % ВФ – 3 обладает хорошими смазочными и мощными свойствами, антикоррозийна. Рекомендуется к применению при алмазноабразивной обработке неметаллов и на финишных операциях при обработке
металлов. Компоненты СОЖ доступны и выпускаются отечественной промышленностью. Готовится путем прямого смешивания компонентов.
СОЖ В26 (Волжская 26) имеет следующий состав в %: натриевая соль
кабоксиметилцеллозы – 1; диэтиленглюколь – 0,5; моноэтаноламин – 0,5;
нитрит натрия – 0,2; сода кальцинированная – 0,3; вода – остальное до 100.
153
Рис. 1. Динамика процесса при шлифовании керамики с различными СОЖ:
0,3 % содовый раствор (4); ИХП – 45 – 10 % (3); В26 (2); ВФ – 3 (1). Скорость
круга 38 м/с; глубина шлифования 0,20 мм/ход; шлифование врезное,
ширина образца 5 мм
Положительный эффект от использования СОЖ, содержащих ПАВ,
достигнут за счет образования защитных пленок, экранирующих силы
адгезии и снижающих коэффициент трения. Наблюдение за состоянием
режущей поверхности круга при работе с разными СОЖ позволяет отметить образование белой пленки, плотно прикрывающей круг при работе с
В26 и ВФ – 3. В этом сказываются хорошо моющие свойства СОЖ, содержащих ПАВ, облегчающие удаление шлифовочного шлама, предот154
вращающие скапливание мелкодисперсных частиц керамики на металлической поверхности круга в межзеренном пространстве. Совокупное действие этих процессов и приводит к снижению усилий резания, облегчению
диспергирования шлифуемого материала, уменьшению вероятности образования трещин, сколов и скрытых дефектов.
Рис. 2. Динамика процесса при шлифовании с различными СОЖ: 0,3 %
содовый раствор (4); ИХП – 45 – 10 % (3); В26 (2); ВФ – 3 (1). Скорость
круга 38 м/с; глубина шлифования 0,25 мм/ход; шлифование врезное,
ширина образца 5 мм
Литература
1. Смазочно-охлаждающие технологические среды и их применение при
обработке резанием : справочник / Л. В. Худобин [и др.] ; под общ. ред. Л. В. Худобина. – М. : Машиностроение. – 2006. – 544 с.
2. Шумячер, В. М. Физико-химические процессы при финишной обработке.
Волгоград : ВолгГАСУ. – 2004. – 161 с.
3. Душко, О. В. Композиционные износостойкие материалы на основе карбида кремния / О. В. Душко, А. П. Уманский, Д. О. Пушкарев // Огнеупоры и техническая керамика. – 2005. – № 2. – С. 22 – 24.
4.2. ТЕХНИКА ПОДАЧИ ТВЕРДОГО СМАЗОЧНОГО МАТЕРИАЛА
ПРИ ШЛИФОВАНИИ
Л. В. Худобин, А. В. Рудецкий
(Ульяновский государственный технический университет,
г. Ульяновск, Россия)
В Ульяновском государственном техническом университете разработаны технологии шлифования с поэтапной подачей смазочно-охлаждающих жидкостей (СОЖ) и твёрдых смазочных материалов (ТСМ): на
этапах врезания шлифовального круга (ШК) в заготовку и установившего155
ся съёма припуска в зону обработки подают свободно падающей струёй
водную СОЖ, обладающую хорошими охлаждающими и моющими свойствами; при переходе на заключительный этап шлифования (как правило,
выхаживание) подачу СОЖ прекращают и на рабочую поверхность ШК
или на обрабатываемую поверхность заготовки наносят тем или иным
способом ТСМ. Как покали результаты исследований, предпочтительно
нанесение расплавленного ТСМ распылением.
Реализация этих технологий при внутреннем шлифовании (ВШ)
встречает серьёзные трудности, так как доступ к рабочей поверхности ШК
и к шлифуемой поверхности затруднён. Остаётся возможность нанесения
расплавленного ТСМ на ШК со стороны серпообразного пространства,
образованного рабочей поверхностью ШК и обрабатываемой поверхностью заготовки, в момент, когда ШК выходит из шлифуемого отверстия
при перебеге на 0,3…0,5 своей высоты [1]. При этом нанесение ТСМ
должно осуществляться импульсами продолжительностью tи менее секунды. К тому же возникает и задача размещения устройства для подачи ТСМ
в рабочем пространстве внутришлифовального станка на довольно значительном расстоянии от зоны обработки.
Ниже описано универсальное устройство для подачи расплавленного распыленного ТСМ на рабочую поверхность быстровращающегося ШК
или на обрабатываемую поверхность заготовки, сконструированное с учётом вышеуказанных особенностей ВШ.
Устройство для подачи ТСМ по рис. 1 содержит 4 узла: I. Устройство подготовки сжатого воздуха, включающее: кран (вентиль) 26; фильтрвлагоотделитель 25; редукционный клапан 24 с манометром; систему трубопроводов 23. II. Питающее устройство: потенциометр 17; бачок для
ТСМ, состоящий из внешнего 18 и внутреннего 20 корпусов и слоя 19 теплоизоляционного материала (далее позиции 18, 19 и 20 объединены под
общим наименованием «бачок»); смеситель 10; манжет 11; болт 12; питающая трубка 4 для подвода к смесителю расплавленного ТСМ с установленным на её заборном конце обратным клапаном 22; нагревательный
элемент 21 и крышка 9. III. Смешивающее устройство, состоящее из диэлектрической трубки 6, находящейся внутри нагревательного элемента 3,
защищенного оболочкой 2 из теплоизоляционного влагонепроницаемого
материала, на конце которой установлено сменное сопло 1 (далее позиции
1, 2, 3 и 6 объединены под общим названием – «форсунка»); диэлектрической прокладки 8, через которую форсунка крепится к смесителю 10. IV.
Пускорегулирующая аппаратура: нормально-закрытый трехлинейный
двухпозиционный пневмораспределитель 16 с прямым электромагнитным
управлением; реле времени 14; соединительный кабель 15 и концевой
включатель 13; ключ 7 и соединительный кабель 5; тепловой элемент 21,
установленный в нижней части бачка и связанный с потенциометром 17,
который, в свою очередь, соединен с датчиком температуры, установленным в тепловом элементе 21; питающая трубка 4, расположенная соосно
внутри диэлектрической трубки 6 с возможностью осевого перемещения;
156
пневмораспределитель 16, имеющий полости А, R и P с резьбовыми отверстиями.
Рис. 1. Схема устройства для нанесения ТСМ на рабочую поверхность ШК
(клапан в пневмораспределителе открыт)
Подготовка к работе устройства (см. рис. 1) заключается в следующем: перед началом работы на шлифовальном станке в бачок закладывают
ТСМ (например, парафин с графитом), подают напряжение на тепловой
элемент 21 и расплавляют ТСМ, переводя его в жидкое агрегатное состояние. При достижении заданной температуры (температура плавления парафина 54 °С) потенциометр 17 отключает напряжение на тепловом элементе 21 и в дальнейшем периодически подключает его при понижении
температуры расплавленного ТСМ ниже заданного значения. После перехода ТСМ в жидкое агрегатное состояние подают напряжение на нагревательный элемент 3, находящийся в форсунке, в результате чего она нагревается до температуры, несколько превышающей температуру плавления
используемого ТСМ. Затем оператор устанавливает на реле времени 14
требуемое время импульса tи и подает на него напряжение питания. На
следующем этапе из заводской пневмосети под давлением 0,4…0,6 МПа
подают сжатый воздух в питающее устройство; пройдя через устройство
подготовки, воздух поступает в пневмораспределитель 16 (в полость P).
Устройство (см. рис. 1) работает следующим образом: после замыкания концевого включателя 13 управляющий сигнал от реле времени 14
подается на пневмораспределитель 16, сжатый воздух из полости Р поступает в полость А и далее в трубопровод, проходя через который нагревается до температуры расплавленного ТСМ. Из трубопровода нагретый воздух поступает в смеситель 10 и продолжает своё движение по кольцевому
зазору между диэлектрической 6 и питающей 4 трубками внутри форсунки. В результате на срезе питающей трубки 4 создается разрежение (эжекция) и расплавленный ТСМ поступает из бачка через обратный клапан 22
157
и упомянутую трубку 4 в камеру смешения, расположенную между срезом
питающей трубки 4 и торцом сменного сопла 1. При смешивании нагретого воздуха с находящимся в жидком агрегатном состоянии расплавленным
ТСМ образуется воздушно-капельная смесь, которая в полном объеме
транспортируется через нагретое для предотвращения застывания смеси
сменное сопло 1 в виде факела 27 на рабочую поверхность ШК 28, вращающегося с окружной скоростью Vк, и создает на ней тонкий равномерный слой 29 ТСМ. Продолжительность нанесения и соответственно толщина слоя 29 ТСМ на ШК 28 определяется конкретными условиями шлифования.
При отсутствии управляющего сигнала tи полость А соединяется с
полостью R, что позволяет сбрасывать в атмосферу сжатый воздух из трубопровода и смесителя 10, и тем самым не допускать непродолжительного
неконтролируемого распыления ТСМ на ШК 28 в виде отдельных фрагментов смазки, представляющих собой парафиновые нити и капли. После
прекращения эжекции обратный клапан 22 закрывается и предотвращает
стекание расплавленного ТСМ по питающей трубке 4 обратно в бачок, что
позволяет стабилизировать содержание расплавленного ТСМ в факеле 27
воздушно-капельной смеси.
Новое устройство (см. рис. 1) с гибкой форсункой и обратным клапаном обеспечивает возможность устанавливать устройство в удобном
для его размещения на внутришлифовальном или другом станке месте,
независимо от угла наклона сменного сопла относительно оси вращающегося ШК, а также нанесение ТСМ в расплавленном распыленном состоянии на рабочую поверхность ШК кратковременными импульсами tи при
каждом выходе ШК за торец обрабатываемой заготовки (при точности
регулирования tи порядка 0,1 с).
Литература
1. Патент РФ № 2359803, МПК8 В 24 В 5/06, B 24 B 55/02. Способ внутреннего шлифования с продольной подачей / Худобин Л.В., Рудецкий А.В.; заявл.
11.04.2008; опубл. 27.06.2009, БИ № 18.
158
Для этого нами разработана схема (рис. 1) автоматического устройства, использующего принцип положительной обратной связи по необходимой фракции.
ПОС
Gисх

Gпит
G3
G2
П1
G1
СЕКЦИЯ 5. АВТОМАТИЗАЦИЯ И КОНТРОЛЬ
ПРОИЗВОДСТВЕННЫХ ПРОЦЕССОВ.
КОНТРОЛЬ КАЧЕСТВА МАТЕРИАЛОВ И ИНСТРУМЕНТА
>
ИМ
GПОС
GГ
5.1. ОПТИМИЗАЦИЯ ПРОЦЕССА СЕПАРАЦИИ
ШЛИФМАТЕРИАЛА НА БЕССИТОВЫХ
ВИБРОКЛАССИФИКАТОРАХ
Готовый
продукт
Рис. 1. Схема автоматического устройства стабилизации зернового
состава материала, поступающего на деки классификатора
А. В. Гончарова, В. А. Назаренко
Работа данной САР в установившемся режиме обеспечивает то, что
траектории и выходы частиц, зависящие от колебаний зернового состава
исходного продукта, изменяться не будут.
(Волжский институт строительства и технологий (филиал) ВолгГАСУ,
г. Волжский, Россия)
При работе, связанной с получением материалов для абразивных
инструментов желательно иметь стабильно заданные гранулометрические
характеристики зерна. Один из способов, позволяющий достичь необходимого результата – это использование виброклассификаторов. Но, виброклассификаторы, также как и ситовые грохоты имеют существенный недостаток – долевое соотношение фракций готового продукта во многом
зависит от зернового состава исходного продукта. Дополнительную сложность составляет то, что зерновой состав исходного продукта меняется
случайным образом.
При ранее разработанной технологии виброрассева необходимо
контролировать соотношение фракций исходного продукта и, кроме того,
изменять режим работы классификатора. То есть, необходим постоянный
контроль персонала.
Целью данной работы является автоматическая стабилизация зернового состава исходного материала, поступающего на деки классификатора
независимо от его колебаний в бункере исходного продукта. Это позволяет регулировать долевое соотношение фракций.
G2
Настраиваемая
пружина
Делительная
перегородка
Поворачивающийся
слиз
Приемник №2
Приемник №1
Gпос
Gгот
Рис.2. Механическая схема
159
160
Зерновой состав готовых продуктов перестает зависеть от колебаний соотношения фракций в исходном продукте. Таким образом, отпадает необходимость непрерывно контролировать процесс виброрассева и
изменять режим работы классификатора.
Мы провели исследования и разработали упрощенную динамическую модель процесса САР (1):
G
S dG вых
(1)

 Gвых  2  G2 .
k
dt
G0
где G0 – исходный зерновой продукт; Gвых – выходной поток зернового состава;
G2 – вторая фракция (условно выбранная), S – площадь смесителя,
G
k  tg  вых – коэффициент, характеризующий наклон кривой Gвых  f (G0 ) .
G0
Таким образом, в статике Gвых  G0 , что и требуется.
Для получения динамической картины поведения САР рассмотрим
один из частных случаев решения математической модели процесса при
таких параметрах:
G2  G20 ; h0=0; G20  G0 ; Gвых  0 .
Подставим их в уравнение: S  dG вых  G  G20  G .
вых
20
k
dt
G0
После преобразований получаем решение:

t
s G0

k G20
G0
A
без учета запаздывания
е
при
е
0
t
Рис. 4. График с учетом запаздывания транспортного устройства
Таким образом, проведенные нами исследования показали пути создания классификатора сыпучих материалов для получения готового продукта с заданной гранулометрической характеристикой.
5.2. УСТАНОВКА ДЛЯ ОЦЕНКИ ПРОЧНОСТНЫХ
ХАРАКТЕРИСТИК ЗЕРЕН ШЛИФОВАЛЬНЫХ МАТЕРИАЛОВ
А. В. Гончарова, В. А. Назаренко, О. И. Пушкарев
При абразивной обработке главным участником процесса является
твердая частица – шлифовальное зерно, подвергающееся в процессах производства и эксплуатации различным видам механических и физикотехнических воздействий. Совершенно очевидно, что прочность  зерен
абразивов является одной из важнейших свойств характеристик шлифматериалов, предопределяющей их режущие и шлифующие свойства:
  1,37
S
K
tзап тр
(Волжский институт строительства и технологий (филиал) ВолгГАСУ,
г. Волжский, Россия)
G2<G0
Gвых
0
с учетом запаздывания
G0
t
(2)
) или Gвых  G0  (1  e T ) .
Здесь величина S  G0 выполняет роль постоянной времени. Из (2)
k G20
видим, что переходный процесс носит апериодический характер (рис. 3).
Gвых  G0  (1  e
Отсюда видим, что чем меньше G2 , тем длительнее переходный
процесс. Площадь смесителя S желательно также выбрать небольшой. В
уточненную модель, очевидно, войдут дополнительные параметры (запаздывания) транспортного устройства (рис. 4).
при G2<G0
t
Р
,
d2
(1)
где P – разрушающее усилие зерна при сжатии; d2 – средний диаметр зерна [1].
В связи с вышеизложенным, нами разработана экспериментальная установка для автоматического определения разрушающего усилия P единич-
Рис. 3. График апериодического процесса
161
162
ных зерен шлифматериалов размером от 400 до 1250 мкм с выдачей на табло
со световой индикацией величины разрушающего усилия каждого отдельного зерна, среднего значения разрушающего усилия испытанных зерен.
Установка состоит из трех основных узлов (рис. 1).
Питатель (рис. 2) обеспечивает подачу зерен строго по одному в зазор между двумя вращающимися твердосплавными роликами. Он включает корпус 1, на котором закреплены электромагнит 2, бункер 3 и лоток 4
специальной формы с рессорами 5.
устройство предназначено для захвата испытываемых зерен роликами и
создания разрушающего усилия, преобразуемого механотронным датчиком в электрический сигнал.
Действие установки демонстрирует структурная схема (рис. 3):
Пиковый
детектор
Динамомет
рическая
балка
АЦП
Механотронный
датчик
Пороговое
устройство
Табло № 1
Формирователь
импульса
"Уст. О"
Одновибратор
№1
Усилитель
Табло № 2
Блок
роликов
Электродвигатель
привода
роликов
Питатель
Генератор
импульсов
Одновибратор
№2
Схема
управления
питателем и
двигателем
Формирователь
сигнала
остановки
Формирователь
импульса
"Уст. О"
Счетчик
актов
разрушения
Рис. 3. Структурная схема установки
Рис. 1. Схема установки: 1 – питатель, 2 – нагружающее устройство,
3 – блок управления
Рис. 2: Питатель: 1 – корпус; 2 – электромагнит; 3 – бункер; 4 – лоток;
5 – рессоры
Испытуемый шлифматериал из бункера поступает в лоток и под
действием вибраций, вызванных электромагнитом, начинает перемещаться по лотку, при этом зерна выстраиваются в ряд и к краю лотка подходят
по одному строго с зазором. В результате испытуемые зерна падают с лотка в воронку нагружающего устройства строго по одному. Нагружающее
163
Структурная схема установки включает в себя следующие узлы и
блоки: механотронный датчик, усилитель, пороговое устройство, одновибратор № 1, одновибратор № 2, пиковый детектор, аналого-цифровой
преобразователь, табло со световой индикацией среднеарифметического
значения разрушающего усилия (в дальнейшем табло № 1), табло со световой индикацией разрушающего усилия отдельных зерен (в дальнейшем
табло № 2), схема управления питателем, схема управления электродвигателем, формирователи импульсов, счетчик актов разрушения, генераторы
импульсов.
Нами были рассмотрены эпюры напряжений в цепях аналогоцифрового преобразователя АЦП, в результате чего мы получили представление о работе прибора:
Питатель подает в нагружающее устройство отдельные зерна. Они,
попадая между роликами нагружающего устройства, вызывают упругое
отклонение балки. Балка отклоняется до тех пор, пока зерно не разрушится. Это отклонение, пропорциональное прочности зерен, преобразуется механотронным датчиком в электрический сигнал, который производит регистрацию амплитуды сигнала, соответствующей наибольшему отклонению балки. Сигнал, усиленный инвертирующим усилителем, поступает на пороговое устройство и пиковый детектор. Пороговое
устройство запускает одновибратор № 1, который управляет пиковым детектором. Одновременно с одновибратором № 1 запускается одновибратор № 2, вырабатывающий импульс, задним фронтом которого запускает164
ся канал регистрации амплитуды поступающего сигнала. Длительность
импульса одновибратора № 1 выбрана таким образом, чтобы исключить
возможность регистрации сигналов, вызванных додрабливанием остатков
разрушающего зерна. Длительность импульса одновибратора № 2 определяется из условия регистрации амплитуды сигнала, соответствующей максимальному отклонению балки. Канал регистрации амплитуды сигнала
представляет собой аналого-цифровой преобразователь, преобразующий
амплитуду в цифровой код. Информация в цифровой форме поступает на
табло со световой индикацией.
На табло № 1 будет высвечиваться результат разрушающего усилия
каждого зерна. После выполнения программы измерения прибор автоматически отключит подачу зерен и вращение роликов, а на табло № 2 высветится среднее значение прочности зерен. Для производства измерения
прочности другой пробы зерна все операции повторить, начиная с засыпки
зерен в бункер.
С помощью установки проведены исследования прочности шлифматериалов отечественного и зарубежного производства, выпущенных
заводами абразивной промышленности в разные годы. На каждом заводе
отбирали не менее 50 проб. Воспроизводимость результатов испытаний
одной пробы (1000 единичных зерен) колебалась в пределах 2 – 4 %.
Исследования показали, что шлифматериалы различаются по прочности единичных зерен на раздавливание. Наибольшую прочность имеет
шлифовальное зерно монокорунда и карбида кремния, а наименьшую –
нормального и белого электрокорундов.
Результаты проведенных исследований показали целесообразность
использования установки в заводских и научно-исследовательских лабораториях для исследований механических свойств шлифматериалов, контроля их
технологии и прогнозирования эксплуатационных характеристик.
меняются при производстве, как абразивного инструмента, так и при
производстве сухих строительных смесей. Виброаппараты позволяют
выполнять операции смешивания и классификации сухих составляющих.
Смешивание применяется для получения строительных смесей, а классификация для разделения материала на фракции.
В современной промышленности существует потребность в транспортировке и перемещении материала с помощью виброаппаратов.
Виброаппараты трёхмассной системы должны обладать не только
высокой устойчивостью режима, но и достаточно большей амплитуды
колебаний рабочего органа.
Отличительной особенностью описываемой конструкций упругой
системы заключается в увеличении жесткости. В связи, с чем предложена
комбинированная система, содержащая и упругие элементы, типа рессоры
и установку постоянных магнитов. Конструкция динамической схемы
виброаппарата представлена на рис. 1.
Все массы связаны между собой упругими элементами – рессорами.
Наличие в схеме постоянных магнитов позволит повысить надежность и
увеличить жесткость конструкции.
Правый магнит
Левый магнит
m1
S
N
N
S
S
N
m2
Рессоры
Литература
Рис. 1. Комбинированная упругая система виброаппарата: m1 – массы
реактивной части вибратора; m2 – масса рамы, включающей также
активную часть вибратора
1. Пушкарев, О. И. Методы и средства контроля физико-механических характеристик абразивных материалов : монография / О. И. Пушкарев, В. М. Шумячер // ВолгГАСУ. – Волгоград, 2004. – 144 с.
При расчёте восстанавливающей силы магнитной системы нами была зависимость магнитной силы от величины зазора:
A
F 2 ,
(1)

Формулу (1) при внесении уточнений можно представить как:
A
F
,
(2)
(   ст ) 2
где  ст – условный зазор магнитное сопротивление, которого равно магнитному
5.3. СОВЕРШЕНСТВОВАНИЕ УПРУГОЙ СИСТЕМЫ
ВИБРОАППРАТАТА С ЦЕЛЬЮ ПОВЫШЕНИЯ НАДЕЖНОСТИ
ЕГО РАБОТЫ
В. В. Матюшков, В. А. Назаренко, В. М. Шумячер
(Волжский институт строительства и технологий (филиал) ВолгГАСУ,
г. Волжский, Россия)
Стабильность работы виброаппаратов обусловлена, в основном, постоянством амплитуды колебаний рабочего органа. Виброаппараты при165
сопротивлению магнитопровода, в расчёте приняли равным  ст = 0,2 мм; δ – действительный зазор, мм; А – коэффициент, А= 0,5∙10-2 кг.
166
Полученные данные сведем в табл. 1 и представим в виде зависимости на рис. 2.
Таблица 1
Расчётные данные
F, кг/см2
 , мм
(   ст ) , мм
(   ст ) 2 , мм2
0
0,25
0,5
0,75
1,0
1,25
1,5
2,0
2,5
3,0
0,2
0,45
0,7
0,95
1,2
1,45
1,7
2,2
2,7
3,2
0,04
0,203
0,49
0,903
1,44
2,103
2,89
4,84
7,29
10,24
125
24,6
10,2
5,54
3,47
2,38
1,73
1,03
0,69
0,49
5.4. ВЛИЯНИЕ ВЯЗКО-УПРУГИХ СВОЙСТВ
МОДИФИЦИРОВАННОЙ ОРГАНИЧЕСКОЙ СВЯЗКИ
НА СНИЖЕНИЕ ИНТЕНСИВНОСТИ АВТОКОЛЕБАНИЙ
ПРИ ШЛИФОВАНИИ
Н. Н. Кудрявцева, Т. Н. Орлова
(Волжский институт строительства и технологий (филиал) ВолгГАСУ,
г. Волжский, Россия)
Широкое применение абразивных отрезных кругов на операциях заготовительного производства обусловлено высокой производительностью
процесса и требуемым качеством обработки. Данное положение имеет
место при обработке низко и высокоуглеродистых сталей, чугунов. При
обработке высокопрочных марганцовистых сталей, в частности рельсов,
применение отрезных кругов на бакелитовой связке осложняется рядом
факторов: повышение вибрации инструмента по мере его врезания, образование прижогов на обрабатываемой поверхности. В этой связи возникает необходимость совершенствования характеристики отрезного круга в
части повышение его режущей способности и минимизации вибраций,
сопровождающих процесс разрезания заготовки.
Рассмотрим процесс взаимодействия круга и заготовки согласно
данных [1]. При шлифовании на рабочей поверхности круга возникают не
ровности, вызывающие относительные колебания круга и изделия, от чего
на поверхности круга образуются волны, которые служат источником
энергии, поддерживающей автоколебания при шлифовании.
F, кг/см2 140
120
100
80
60
40
20
0
0 0,250,50,751,01,251,5 2,0 2,5 3,0
Левый магнит
Рис. 2. Зависимость восстанавливающей силы магнитной системы
от положения работы правого и левого магнита упругой системы
виброаппарата
Рис. 1 Схема изменения положения волн на рабочей поверхности круга
за один его оборот: H – высота волн на рабочей поверхности круга, мм;
lx – текущее значение абсциссы волны, мм; l – длина волны, мм;
αц – смещение волны по поверхности круга за один оборот, мм;
Rц – изменение радиуса круга за один оборот, мм.
Достоинствами такой конструкции являются то, что такая компоновка уменьшит количество неуравновешенных сил и крутящих моментов, существенно повысив этим надежность и увеличив жесткость
конструкции виброаппарата.
167
168
Расчетная схема (рис.1) демонстрирует изменение положения волн
на одном из участков развертки рабочей поверхности круга. Следствием
образования волн на поверхности круга является возникновение колебаний радиальной составляющей силы резания.
По данным [1] при несимметричности волн на периферии отрезного
круга величина вводимой в систему энергии за цикл колебаний может
быть определен по формуле:
2 Н 2 Pyb  ц  ц 

 , кгс∙мм,
А

(1)
Rц  l1
l2 
где l1 – участок волны после п+1 оборотов расположен слева, а l2 – справа от оси
ординат; Ру – величина радиальной составляющей силы резания без вибраций,
кгс;Δ R – мгновенная толщина материала круга, снимаемого изделием при вибрациях, мм; αц – смещение волны по поверхности круга за один оборот, мм; Rц –
изменение радиуса круга за один оборот, мм.
Авторы [1] приходят к следующим выводам:
1. Количество энергии, вводимой в колеблющуюся систему вследствие возбуждающихся автоколебаний, зависит от высоты волн, свойств
круга и технологической системы. Так, величина рассматриваемой энергии пропорциональна квадрату высоты волн круга.
2. При одинаковой высоте волн влияние свойств круга на количество возникающей энергии выражено через величины Ру, b, В, ΔRц, Q, αц.
Чем больше значение радиальной составляющей силы резания (и величин
В, b) и меньше износ круга, тем больше энергии возбуждается волнами
круга.
3. Влияние технологической системы представлено коэффициентами αц l. Чем больше сдвиг волн при последующих оборотах круга, тем
больше энергии вводится в колебательную систему.
Вместе с этим анализ приведенных выше данных показывает, что
возникновение колебаний в системе «круг-деталь» обусловлено максимумом компонентных взаимодействий и может регулироваться свойствами
инструмента (режущей способностью) и его физико-механическими параметрами, в частности способностью гасить колебания.
Процесс разрезания рельса отрезным кругом сопровождается высоким уровнем шума до 90 – 100 дБ. Можно было предположить, что возникновение акустических колебаний есть следствие волнообразования на
периферии круга известно, что коэффициент затухания акустических колебаний αз определяется из уравнения [2]:
1 А
 з  ln 0 ,
(2)
l А1
где А0 и Аl – амплитуды звуковых колебаний в начале и конце участка толщиной l
(рис.1).
По существу, коэффициент затухания определяется логарифмическим декрементом и характеризует диссипацию акустической энергии,
169
вызванную внутренним трением. В связи с этим для оценки диссипирующей способности материала используют тангенс угла механических потерь, определённый при звуковых частотах. Он связан с физико-механическими, физико-химическими свойствами, составом, структурой и текстурой полимерной матрицы.
Также было выявлено, что на снижение уровня шума влияет на скорость распространения предельных звуковых колебаний (с), которая определяется по формуле:

с
,
(3)
К
где ρ – плотность
материала; К – коэффициент
упругих свойств среды,
Н (1  v )
К
, где Н – модуль упругости при звуковой частоте (динамиче(1  v )(1  2v )
ский), v – коэффициент Пуассона.
На основании изложенного можно отметить, что снижение уровня
колебаний системы «круг-деталь» можно достигнуть путем применения
связок с упруго-пластическими свойствами, определенны соотношения модулей упругости при звуковой частоте (Н) и коэффициентом Пуассона (v).
Одновременно необходимо обеспечить контакт зерна и связки, обладающей прочностью и вязко-упругими свойствами. Снижение когезии в
контакте круг деталь можно достигнуть введением в состав связки агента,
обладающего обляционными свойствами, т.е. способностью отведения
тепла за счет перехода этого агента из твердого в газообразное состояние,
при этом при этом достигается высокий уровень отвода тепла. В качестве
такого агента нами предлагается введение серы. Вязко-упругие свойства
связки на основе бакелита могут быть улучшены за счет введения каучука.
В качестве возможного механизма формирования вязко-упругого компонента связки и зерна можно предположить образование эбонита по границе «абразив-связующее» как следствие температурного воздействия на
смесь серы и каучука.
На основании изложенного нами намечены пути снижения интенсивности автоколебаний при шлифовании, а именно введение в состав
круга материалов (полимеров) совмещающих в себе вязкие (пластические)
и упругие свойства.
В процессе работы была выявлена возможность использования
ВПМ для изготовления «бесшумных» отрезных кругов. Применение полимеров в ВПМ вызвано особенностью их свойств.
Данные по испытанию эксплуатационных показателей представлены на диаграммах (рис. 1, рис.2).
Условия проведения испытаний:
1. Разрезаемая заготовка – железнодорожная рельса, типа Р65 (М76)
2. Материал рельсы типа Р65 (%) – С (0,71 – 0,82), Mn (0,75 – 1,05),
Si (0,18 – 0,40), F не более (0,035), S не более (0,045)
3. Скорость вращения круга 100 м/с.
170
СОДЕРЖАНИЕ
Наличие прижога на обрабатываемой поверхности, %
СЕКЦИЯ 1. АБРАЗИВНЫЕ ТЕХНОЛОГИИ.
МЕЖДУНАРОДНЫЙ НАУЧНО-ТЕХНИЧЕСКИЙ КОМИТЕТ
АБРАЗИВНЫХ ТЕХНОЛОГИЙ В РОССИИ
(INTERNATIONAL COMMITTEE ON ABRASIVE
TECHNOLOGY (ICAT)………………………………………………..
круги на ф.ф. связующем
модифицированным жидким каучуком
и серой
0
круги на ф.ф. связующем
модифицированным жидким каучуком
5
1
круги на фенолоформальдегидном
связующем
5
8
1.1.
0
1
2
3
4
5
6
7
ОБ ОСНОВНЫХ НАПРАВЛЕНИЯХ ДЕЯТЕЛЬНОСТИ
КОМИТЕТА ICAT
8
В. М. Шумячер…………………………………………………………………..
5
СОСТОЯНИЕ И ПЕРСПЕКТИВЫ РАЗВИТИЯ ПРОИЗВОДСТВА
И ЭКСПЛУАТАЦИИ АБРАЗИВНО-АЛМАЗНЫХ
ИНСТРУМЕНТОВ В РФ
В. М. Шумячер, Т. Н. Орлова, А. В. Славин……………………………….
7
ТЕХНИКО-ЭКОНОМИЧЕСКИЙ АНАЛИЗ ИЗГОТОВЛЕНИЯ
СПЕЦИАЛЬНЫХ АБРАЗИВНЫХ ИНСТРУМЕНТОВ
В ЛАБОРАТОРНЫХ УСЛОВИЯХ
Ю. С. Багайсков………………………………………………………………...
9
СЕКЦИЯ 2. МАТЕРИАЛЫ И ИНСТРУМЕНТЫ…………………
11
ОБОСНОВАНИЕ РАЗМЕРОВ ПОР В АБРАЗИВНЫХ
ИНСТРУМЕНТАХ С ТОЧКИ ЗРЕНИЯ ОБЕСПЕЧЕНИЯ
ПРОЧНОСТИ
Ю. С. Багайсков………………………………………………………………...
13
ХРУПКИЕ СВОЙСТВА И ОБРАБАТЫВАЕМОСТЬ
ФЕРРИТОВЫХ МАТЕРИАЛОВ ПРИ ДОВОДОЧНЫХ
ОПЕРАЦИЯХ
О. В. Бурлаченко, О. И. Пушкарев, М. Н. Киселева……………………...
17
ОПТИМИЗАЦИЯ МАТЕМАТИЧЕСКОЙ МОДЕЛИ
ОПРЕДЕЛЕНИЯ КОЭФФИЦИЕНТА ФОРМЫ ЧАСТИЦ
СЫПУЧИХ МАТЕРИАЛОВ
Т. П. Субботина, В. А. Назаренко…………………………………………..
19
ИННОВАЦИОННО-ТЕХНОЛОГИЧЕСКОЕ ОБЕСПЕЧЕНИЕ
СТРУКТУРНЫХ И ПРОЧНОСТНЫХ ХАРАКТЕРИСТИК
ВЫСОКОПОРИСТЫХ АБРАЗИВНЫХ ИНСТРУМЕНТОВ
А. Ф. Крюков, С. А. Крюков, А. Е. Грибач…………………………………
21
ВЛИЯНИЕ ФОРМЫ АБРАЗИВНОГО ЗЕРНА
НА ЭКСПЛУАТАЦИОННЫЕ СВОЙСТВА ИНСТРУМЕНТОВ
ДЛЯ ШЛИФОВАНИЯ
Н. В. Байдакова, Т. А. Байдакова……………………………………………
21
Рис. 1. Наличие прижога на обрабатываемой поверхности, %
1.2.
Диаграмма уровня шума, Дб
круги на ф.ф. связующем
модифицированным жидким каучуком
и серой
50
1.3
круги на ф.ф. связующем
модифицированным жидким каучуком
70
1
90
0
10
20
30
40
50
60
70
80
круги на фенолоформальдегидном
связующем
2.1
90
Рис. 2. Диаграмма уровня шума, дб
Вывод:
Применение кругов на фенолформальдегидном связующем увеличивает уровень шума в 1,28 раз по сравнению с кругами на связующем,
модифицированном жидким каучуком и в 1,8 раз на связующем модифицированным каучуком и серой, при этом происходит не существенное
снижение коэффициента шлифования, которым можно пренебречь.
Таким образом, повышение эффективности работы отрезного круга
достигается путем введения в состав его связки веществ с упруго-пластическими свойствами на основе каучука и серы, обеспечивающей отвод
тепла из зоны шлифования.
2.2.
2.3.
2.4.
Литература
1. Ряховский, В. Н. Влияние некоторых свойств шлифовального круга на
интенсивность автоколебаний / В. Н. Ряховский / Сб. «Новые процессы алмазной
обработки и доводки» труды ВНИИАЛМАЗ. – №2. – М. : НИИМАШ, 1974. – 76 с.
2. Крыжановский, В. К.Технические свойства полимерных материалов : уч.справ. пособие / В. К. Крыжановский [и др.]– СПб. : Изд-во «Профессия», 2003. –
176 с.
171
2.5.
172
2.6.
2.7.
2.8.
2.9.
2.10.
2.11.
2.12.
2.13.
2.14.
2.15.
2.16.
ОЦЕНКА РЕЖУЩЕЙ СПОСОБНОСТИ КОМПОЗИТОВ
НА ОСНОВЕ БОРИДОВ ХРОМА
И. В. Надеева, Е. В. Гончарова…………………………………………………..
ОСОБЕННОСТИ ПРИГОТОВЛЕНИЯ ШЛИФОВ
КЕРАМИЧЕСКИХ КОМПОЗИЦИОННЫХ МАТЕРИАЛОВ
И. В. Надеева, Е. В. Гончарова, И. Ю. Мироседи……………………………..
ИЗУЧЕНИЕ МЕХАНИЗМА РАЗРУШЕНИЯ ПОЛИМЕРНЫХ
КОМПОЗИТОВ
Т. В. Трофимова………………………………………………………………..
ОБОСНОВАНИЕ ВЫБОРА СТРУКТУРЫ АБРАЗИВНОГО
ИНСТРУМЕНТА ПРИ ВЫПОЛНЕНИИ ОПЕРАЦИЙ
ШЛИФОВАНИЯ
В. И. Свирщёв…………………………………………………………………...
ИССЛЕДОВАНИЕ ВЛИЯНИЯ ФОРМЫ ПОВЕРХНОСТИ НА
ИНТЕНСИВНОСТЬ ПРОЦЕССА ОБРАБОТКИ ДЕТАЛЕЙ
В СРЕДЕ СВОБОДНОГО АБРАЗИВА
О. А. Рожненко, В. В. Остроух, И. В. Устинова………………………..
ВЫБОР КОНСТРУКТИВНЫХ И ТЕХНОЛОГИЧЕСКИХ
ПАРАМЕТРОВ КОРОННОГО БАРАБАННОГО
КЛАССИФИКАТОРА
И. М. Петухов…………………………………………………………………..
ИССЛЕДОВАНИЕ ПОЛУЧЕНИЯ НОМЕРНОГО ШЛИФЗЕРНА
КАРБИДА КРЕМНИЯ ЗЕЛЕНОГО В ЭЛЕКТРИЧЕСКОМ ПОЛЕ
КОРОННОГО БАРАБАННОГО КЛАССИФИКАТОРА
И. М. Петухов…………………………………………………………………..
ПОВЫШЕНИЕ РЕСУРСА РАБОТОСПОСОБНОСТИ
ИЗНОСОСТОЙКИХ ИЗДЕЛИЙ ИЗ КАРБИДКРЕМНИЕВОЙ
КЕРАМИКИ ДЛЯ МАШИНОСТРОЕНИЯ
О. В. Душко, В. М. Шумячер…………………………………………………
СТРУКТУРООБРАЗОВАНИЕ В ВЫСОКОУГЛЕРОДИСТОЙ
КАТАНКЕ ДЛЯ ВЫСОКОПРОЧНЫХ АРМАТУРНЫХ КАНАТОВ
А. Н. Емелюшин, А. Б. Сычков, М. А. Жигарев, А. В. Перчаткин…….
ФОРМИРОВАНИЕ СТРУКТУРЫ И СВОЙСТВ КАТАНКИ
СВАРОЧНОГО НАЗНАЧЕНИЯ
А. Н. Емелюшин, А. Б. Сычков, М. А. Жигарев, А. В. Перчаткин…….
ОПРЕДЕЛЕНИЕ КРИТИЧЕСКОЙ ТОЛЩИНЫ
ДИФФУЗИОННОГО ВАНАДИРОВАННОГО ПОКРЫТИЯ
НА ЗУБЧАТЫХ КОЛЕСАХ И ЧЕРВЯКАХ, ИЗГОТОВЛЕННЫХ
ИЗ ВЫСОКОПРОЧНОГО ЧУГУНА
А. А. Веселовский, Р. А. Веселовский, А. Н. Емелюшин…………………
2.17.
23
2.18.
26
2.19.
27
2.20.
30
34
3.1.
3.2.
37
3.3.
40
3.4.
42
3.5.
45
3.6.
50
3.7.
53
173
174
РАЗРАБОТКА И ОСВОЕНИЕ НОВОЙ УНИВЕРСАЛЬНОЙ
МАРКИ СТАЛИ ДЛЯ НОЖЕЙ ОАО «ММК»
Н. Г. Павлова, С. В. Никитин, А. Н. Емелюшин………………………….
57
ИСПОЛЬЗОВАНИЕ ЭЛЕМЕНТОВ СТРУЙНОЙ ТЕХНИКИ
ДЛЯ ВЫСЕВА СЕМЯН СЕЯЛКИ
Ю. Г. Бурков, В. В. Матюшков……………………………………………..
59
РЕГРЕССИОННАЯ МОДЕЛЬ РАСТЕКАЕМОСТИ
КЕРАМИЧЕСКОЙ СВЯЗКИ С ФЛЮОРИТОМ
Н. В. Носенко, В. М. Шумячер, И. В. Надеева……………………………
63
ОЦЕНКА ФИЗИКО-МЕХАНИЧЕСКИХ И ЭКСПЛУАТАЦИОННЫХ
ХАРАКТЕРИСТИК ЭЛЕКТРОКОРУНДОВЫХ МАТЕРИАЛОВ
ИЗ ОТХОДОВ ПРОИЗВОДСТВА ШЛИФОВАЛЬНОГО
ИНСТРУМЕНТА
О. И. Пушкарев, Е. С. Данилова, Г. М. Мальгинова…………………….
66
СЕКЦИЯ 3. ПРОЦЕССЫ АБРАЗИВНОЙ ОБРАБОТКИ……….
69
УЛУЧШЕНИЕ ПРОЦЕССА СУПЕРФИНИШИРОВАНИЯ
ЗА СЧЁТ ПРИМЕНЕНИЯ ГРАНУЛИРОВАННЫХ БРУСКОВ
А.Е. Грибач, В.М. Шумячер…………………………………………………..
69
АНАЛИТИЧЕСКОЕ ОПИСАНИЕ СИЛ РЕЗАНИЯ
ПРИ КРУГЛОМ ТОРЦОВОМ ШЛИФОВАНИИ
В. И. Свирщёв……………………………………………………………………
73
РАЗРАБОТКА КОНСТРУКЦИЙ ШЛИФОВАЛЬНЫХ
УСТАНОВОК ДЛЯ АВТОМАТИЗИРОВАННОГО СКРУГЛЕНИЯ
И ПОЛИРОВАНИЯ ОСТРЫХ КРОМОК ДЕТАЛЕЙ ГТД
ПОЛИМЕРНОАБРАЗИВНЫМИ ЩЕТКАМИ
В. Ф. Макаров, А. В. Виноградов……………………………………………
78
ШЛИФОВАНИЕ ТОЧНЫХ ВНУТРЕННИХ РЕЗЬБ НА
МОДЕРНИЗИРОВАННОМ ТОКАРНО-ВИНТОРЕЗНОМ СТАНКЕ
В. Ф. Макаров, А. В. Лизнев………………………………………………….
81
ГЕОМЕТРИЧЕСКИЕ ПАРАМЕТРЫ ЗОНЫ КОНТАКТА
ИНСТРУМЕНТА С ДЕТАЛЬЮ ПРИ ПЛОСКОМ ТОРЦОВОМ
ПЛАНЕТАРНОМ ШЛИФОВАНИИ
И. В. Подборнов, В. И. Свирщев, В. К. Флегентов………………………
84
КИНЕМАТИКА ФОРМООБРАЗОВАНИЯ ПЛОСКОЙ
ПОВЕРХНОСТИ ПРИ ТОРЦОВОМ ПЛАНЕТАРНОМ
ШЛИФОВАНИИ
И. В. Подборнов, В. И. Свирщев, В. К. Флегентов………………………
88
О ПОВЫШЕНИИ КАЧЕСТВА ПОВЕРХНОСТИ ПРИ
АЛМАЗНОМ ШЛИФОВАНИИ ДЕТАЛЕЙ ИЗ ФЕРРИТОВ
В. Д. Кревчик, В. О Соколов, Д. В. Васин………………………………….
91
3.8.
3.9.
3.10.
3.11.
3.12.
3.13.
3.14.
3.15.
3.16.
3.17.
КОМПЬЮТЕРНОЕ МОДЕЛИРОВАНИЕ И ИССЛЕДОВАНИЕ
ЗОНЫ КОНТАКТА ПРИ ПРОФИЛЬНОМ ШЛИФОВАНИИ
В. П. Ларшин
НОВАЯ КОНЦЕПЦИЯ РЕЖИМНОГО ОБЕСПЕЧЕНИЯ
ОПЕРАЦИЙ АБРАЗИВНОЙ ОБРАБОТКИ
Д. В. Ардашев…………………………………………………………………..
ИССЛЕДОВАНИЯ В ОБЛАСТИ НАДЕЖНОСТИ
ТЕХНОЛОГИЧЕСКОГО ПРОЦЕССА ЦЕНТРОБЕЖНОРОТАЦИОННОЙ ОБРАБОТКИ ДЕТАЛЕЙ В СРЕДЕ АБРАЗИВА
Ю. В. Корольков………………………………………………………………..
ФОРМИРОВАНИЕ ПАРАМЕТРОВ КАЧЕСТВА
ПОВЕРХНОСТНОГО СЛОЯ ПРИ ЦЕНТРОБЕЖНОЙ
ОБРАБОТКЕ
Ю. А. Проскорякова…………………………………………………………..
ИССЛЕДОВАНИЯ ФОРМИРОВАНИЯ КАЧЕСТВА
ПОВЕРХНОСТНОГО СЛОЯ ПРИ ОБРАБОТКЕ В СРЕДЕ
СВОБОДНОГО АБРАЗИВА
М. А. Тамаркин, Э. Э. Тищенко……………………………………………..
МЕТОДИКА РАСЧЕТА УДАЛЕНИЯ МЕТАЛЛА
ПРИ ГИДРОАБРАЗИВНОЙ ОБРАБОТКЕ
А. А. Тихонов…………………………………………………………………….
ШЛИФОВАНИЕ ЗАГОТОВОК ИЗ ПЛАСТИЧНЫХ
МАТЕРИАЛОВ С ИСПОЛЬЗОВАНИЕМ УЛЬТРАЗВУКОВЫХ
КОЛЕБАНИЙ
А. Н. Унянин, И. Ю. Терехин…………………………………………………
ТЕХНОЛОГИЧЕСКАЯ ЭФФЕКТИВНОСТЬ ПЛОСКОГО
ШЛИФОВАНИЯ КОМПОЗИЦИОННЫМИ КРУГАМИ
НА БАКЕЛИТОВОЙ СВЯЗКЕ, ИЗГОТОВЛЕННЫМИ
ПО СВЕРХВЫСОКОЧАСТОТНОЙ ТЕХНОЛОГИИ
Л. В. Худобин, Н. И. Веткасов, С. М. Михайлин, Л. И. Ефремов……..
3.18.
93
3.19.
96
3.20.
99
3.21.
102
3.22.
105
3.23.
108
3.24.
111
3.25.
114
3.26.
К ВОПРОСУ О ФОРМИРОВАНИИ ОСТАТОЧНЫХ
НАПРЯЖЕНИЙ В ПРОЦЕССЕ КОМБИНИРОВАННОЙ
ОБРАБОТКИ ЗАГОТОВОК ШЛИФОВАНИЕМ
И ТВЕРДОСПЛАВНЫМ ВЫГЛАЖИВАНИЕМ
Е. С. Киселев, С. А. Романов, Е. Н. Лексин, О. В. Благовский…………
118
ПРОФИЛИРОВАНИЕ АЛМАЗНЫХ ШЛИФОВАЛЬНЫХ КРУГОВ
КОМБИНИРОВАННЫМ МЕТОДОМ
В. О. Соколов, А. В. Соколов
121
175
3.27.
НЕЙТРАЛИЗАЦИЯ ВРЕДНЫХ ВЫДЕЛЕНИЙ
ПРИ ПРОИЗВОДСТВЕ ИНСТРУМЕНТА
НА ФЕНОЛОФОРМАЛЬДЕГИДНОМ СВЯЗУЮЩЕМ
Т. Н. Орлова, И. Ю. Орлов…………………………………………………..
123
ПОВЫШЕНИЕ ТОЧНОСТИ ОБРАБОТКИ ПРИ ШЛИФОВАНИИ
КОЛЕЦ ПОДШИПНИКОВ АБРАЗИВНЫМ ИНСТРУМЕНТОМ
БЕЗ СВЯЗКИ
Ю. Н. Полянчиков, А. И. Банников, О. А. Макарова, А. С. Ивасько….
126
ПРОГНОЗИРОВАНИЕ ТВЕРДОСТИ АБРАЗИВНОГО
ИНСТРУМЕНТА ЗА СЧЕТ ИСПОЛЬЗОВАНИЯ ЖИДКОГО
БАКЕЛИТА С РАЗЛИЧНОЙ ВЯЗКОСТЬЮ
Н. Н. Кудрявцева, Т. Н. Орлова……………………………………………...
129
ИССЛЕДОВАНИЕ ВЛИЯНИЯ ФОРМЫ ПОВЕРХНОСТИ
НА ИНТЕНСИВНОСТЬ ПРОЦЕССА ОБРАБОТКИ ДЕТАЛЕЙ
В СРЕДЕ СВОБОДНОГО АБРАЗИВА
О. А. Рожненко, В. В. Остроух, И. В. Устинова………………………..
130
ПРОЧНОСТЬ ОБДИРОЧНЫХ КРУГОВ НА БАКЕЛИТОВОЙ
СВЯЗКЕ
Б. А. Чаплыгин, В. В. Райт, А. Е. Медведев………………………………
133
ПРИМЕНЕНИЕ МЕТОДА ГРАНУЛИРОВАНИЯ
АБРАЗИВНЫХ СМЕСЕЙ С ЦЕЛЬЮ УЛУЧШЕНИЯ
ХАРАКТЕРИСТИК ХОНИНГОВАЛЬНОГО ИНСТРУМЕНТА
В. В. Гузев, В. М. Шумячер……………………………………………….
136
ОПЫТ ПРИМЕНЕНИЯ ОБРАБОТКИ НЕКРУГЛЫХ
ОТВЕРСТИЙ ДЛИННОМЕРНЫХ ДЕТАЛЕЙ АБРАЗИВНЫМИ
ИНСТРУМЕНТАМИ (НА ПРИМЕРЕ ЛЕНТОЧНОГО
ШЛИФОВАНИЯ И ХОНИНГОВАНИЯ)
А. П. Бабичев, Д. В. Гетманский, М. Б. Дагин…………………………..
139
ПОВЫШЕНИЕ ЭФФЕКТИВНОСТИ ХОНИНГОВАНИЯ
ДЕТАЛЕЙ АБРАЗИВНЫМ ГРАНУЛИРОВАННЫМ
ИНСТРУМЕНТОМ
В. В. Гузев, В. М. Шумячер………………………………………………….
143
ЭКСПРЕСС-МЕТОД ОЦЕНКИ РЕЖУЩЕЙ СПОСОБНОСТИ
ШЛИФОВАЛЬНЫХ КРУГОВ И ОБРАБАТЫВАЕМОСТИ
МАТЕРИАЛОВ ПО ЗВУКОВОМУ СИГНАЛУ
В. В. Агафонов, А. Д. Евстигнеев, В. Ф. Гурьянихин……………………
146
ПРОЦЕСС ШЛИФОВАНИЯ КАК НЕСТАЦИОНАРНАЯ
ДИССИПАТИВНАЯ САМОУСТАНАВЛИВАЮЩАЯСЯ
ТРИБОСИСТЕМА
А. Б. Переладов, А. В. Анохин………………………………………………..
150
176
4.1.
4.2.
5.1.
5.2.
5.3.
5.4.
СЕКЦИЯ 4. СОТС ПРИ АБРАЗИВНОЙ ОБРАБОТКЕ………….
153
ОЦЕНКА ЭФФЕКТИВНОСТИ СМАЗОЧНО-ОХЛАЖДАЮЩИХ
ЖИДКОСТЕЙ ПРИ АЛМАЗНОМ ШЛИФОВАНИИ
КАРБИДКРЕМНИЕВОЙ КЕРАМИКИ
В. М. Шумячер, Д. О. Пушкарев…………………………………………….
153
ТЕХНИКА ПОДАЧИ ТВЕРДОГО СМАЗОЧНОГО МАТЕРИАЛА
ПРИ ШЛИФОВАНИИ
Л. В. Худобин, А. В. Рудецкий………………………………………………..
155
СЕКЦИЯ 5. АВТОМАТИЗАЦИЯ И КОНТРОЛЬ
ПРОИЗВОДСТВЕННЫХ ПРОЦЕССОВ.
КОНТРОЛЬ КАЧЕСТВА МАТЕРИАЛОВ
И ИНСТРУМЕНТА……………………………………………………
159
ОПТИМИЗАЦИЯ ПРОЦЕССА СЕПАРАЦИИ
ШЛИФМАТЕРИАЛА НА БЕССИТОВЫХ
ВИБРОКЛАССИФИКАТОРАХ
А. В. Гончарова, В. А. Назаренко……………………………………………
159
УСТАНОВКА ДЛЯ ОЦЕНКИ ПРОЧНОСТНЫХ
ХАРАКТЕРИСТИК ЗЕРЕН ШЛИФОВАЛЬНЫХ МАТЕРИАЛОВ
А. В. Гончарова, В. А. Назаренко, О. И. Пушкарев…………………….
162
Научное издание
ПРОЦЕССЫ АБРАЗИВНОЙ
ОБРАБОТКИ, АБРАЗИВНЫЕ
ИНСТРУМЕНТЫ И МАТЕРИАЛЫ
Шлифабразив – 2009
Сборник статей
международной научно-технической конференции
СОВЕРШЕНСТВОВАНИЕ УПРУГОЙ СИСТЕМЫ
ВИБРОАППРАТАТА С ЦЕЛЬЮ ПОВЫШЕНИЯ
НАДЕЖНОСТИ ЕГО РАБОТЫ
В. В. Матюшков, В. А. Назаренко, В. М. Шумячер…………………….
165
ВЛИЯНИЕ ВЯЗКО-УПРУГИХ СВОЙСТВ
МОДИФИЦИРОВАННОЙ ОРГАНИЧЕСКОЙ СВЯЗКИ
НА СНИЖЕНИЕ ИНТЕНСИВНОСТИ АВТОКОЛЕБАНИЙ
ПРИ ШЛИФОВАНИИ
Н. Н. Кудрявцева, Т. Н. Орлова……………………………………………..
Статьи публикуются в авторской редакции
Ответственный за выпуск И. В. Надеева
Технический редактор Т. А. Скибина
168
Подписано в печать 09.04.10. Формат 60х84/16. Бумага офсетная.
Печать офсетная. Усл. печ. л. 10,35. Уч.-изд. л. 11,13. Тираж 100 экз.
Государственное образовательное учреждение
высшего профессионального образования
«Волгоградский государственный архитектурно-строительный университет»
400074, г. Волгоград, ул. Академическая, 1
Волжский институт строительства и технологий (филиал) ВолгГАСУ
404111, г. Волжский Волгоградской области, пр. Ленина, 72
__________________________________________________________
Отпечатано в РИО ВИСТех (филиал) ВолгГАСУ
404111, г. Волжский Волгоградской области, пр. Ленина, 72
177
178
179
180