автореферат диссертации по машиностроению и машиноведению, 05.02.08, диссертация на тему:Повышение надежности деталей сельскохозяйственных машин на основе прогнозирования и технологического обеспечения термодинамических и физико-механических параметров материала

На правах рукописи

КОРШУНОВ ВЛАДИМИР ЯКОВЛЕВИЧ

ПОВЫШЕНИЕ НАДЁЖНОСТИ ДЕТАЛЕЙ СЕЛЬСКОХОЗЯЙСТВЕННЫХ МАШИН НА ОСНОВЕ ПРОГНОЗИРОВАНИЯ И ТЕХНОЛОГИЧЕСКОГО ОБЕСПЕЧЕНИЯ ТЕРМОДИНАМИЧЕСКИХ И ФИЗИКО-МЕХАНИЧЕСКИХ ПАРАМЕТРОВ МАТЕРИАЛА

Специальность 05.02.08 - Технология машиностроения

05.03.01 - Технология и оборудование механической и физико-технической обработки

АВТОРЕФЕРАТ

диссертации на соискание ученой степени доктора технических наук

Тула-2004

Работа выполнена в Азово-Черноморской государственной агроинженерной академии

Научный консультант: доктор технических наук, профессор Верещака Анатолий Степанович

Официальные оппоненты: доктор технических наук, профессор

Гречишников Владимир Андреевич, доктор технических наук, профессор Королёв Альберт Викторович, доктор технических наук, доцент Чуканов Александр Николаевич

Ведущее предприятие - Всероссийский ордена Трудового Красного Знамени научно-исследовательский и проектно-технологический институт механизации и электрификации сельского хозяйства

Защита состоится •/9 Го 2004 г. в на заседа-

нии диссертационного совета Д 212.271.01 при Тульском государственном университете (300600 г. Тула, пр. Ленина, 92, ауд. 9-101)

С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке Тульского государственного университета

Автореферат разослан "'/■5' Р$ 2004г.

Ученый секретарь диссертационного совета

С-— А. Б. Орлов

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ

Актуальность проблемы. Важнейшей задачей сельскохозяйственного машиностроения в условиях рыночной экономики является производство продукции высокого качества и надёжности при минимальной ее себестоимости.

Сравнительные полевые испытания зарубежных и отечественных сельскохозяйственных машин, проведенных Кубанским научно-исследовательским институтом (КубНИИТиМ) в 1997- 1998гг. показали: средняя наработка до отказа комбайнов Джон Дир С^ и Дон 1500Б составила 250 и 25 моточасов, тракторов Джон Дир модели 7810 и МТЗ-82 соответственно 1440 и 94 моточаса.

Из выше приведенных данных следует, что средняя наработка до отказа комбайна Джон Дир С^ в 10 раз выше, чем отечественного комбайна Дон-1500Б. Наработка до отказа трактора Джон Дир модели 7810 оказалась выше отечественного трактора МТЗ-82 в 15 раз.

Низкие показатели надежности отечественных комбайнов и тракторов увеличивают время их ремонта, снижают эффективность уборки сельскохозяйственной продукции, что в конечном итоге повышает её потери и себестоимость.

Эксплуатационные свойства (износостойкость, усталостная прочность, коррозионная стойкость, контактная прочность и др.), характеризующие долговечность и надежность работы сельскохозяйственных машин, в значительной степени завнсят от исходного состояния материала деталей (начальный уровень упругой энергии накопленных дефектов иео, твердость НУо, шероховатость Ыг, остаточные напряжения первого рода которое задается при проектировании и формиру-

ется различными технологическими методами обработки.

В настоящее время при конструкторско-технологической подготовке производства выбор, назначение и технологическое обеспечение системы параметров состояния материала, обеспечивающих повышение долговечности и надёжности эксплуатации изделия, осуществляется в основном эмпирическим путем с использованием различных методик статистической обработки экспериментальных данных.

Проведение экспериментальных исследований требует больших трудозатрат, связанных с расходом материала, инструмента, электроэнергии, что не позволяет оперативно и гибко реагировать на изменение требований рынка. При этом необходимо учитывать, что полученные эмпирические зависимости пригодны только для определенных технологических условий обработки материалов, а также заданных условий эксплуатации изделия.

Отсутствие научного подхода к назначению параметров состояния материала и рабочих поверхностей деталей, как правило, приводит к необоснованному завышению требований, а следовательно, и удорожанию выпускаемых сельскохозяйственных машин без должного повышения их долговечности и надежности.

В связи с вышеизложенным, установление взаимосвязи между параметрами, характеризующими исходное состояние материала которое про-

гнозируется, а затем формируется различными технологическими методами обработки детали и её эксплуатационными свойствами, является важной научной проблемой.

Цель работы и задачи исследования. Целью данной работы является повышение долговечности и надёжности деталей сельскохозяйственных машин на

основе прогнозирования и технологического обеспечения термодинамических и физико-механических свойств материала.

Для достижения поставленной цели необходимо было решить следующие научные задачи.

1. Исследовать процесс упрочнения материала при резании и на основе анализа зависимости "деформация-твердость" разработать методику определения уровня напряжений, при которых начинается пластическая деформация и достигается оптимальная или максимальная твердость обрабатываемого материала.

2. Разработать методику расчета упрочнения и разрушения мегаллов в процессе механической обработки на основе предложенной дислокационно-термодинамической схемы пластической деформации, которая базируется на введенном в работе понятии: энергетически пульсирующих линейных дефектах (дислокациях).

3. Разработать методику расчета твердости материала по величине накопленной упругой энергии дефектов в процессе легирования, термической и механической обработок.

4. Исследовать кинетику энергетических изменений в деформируемых объемах материала: скорости накопления упругой (скрытой) энергии дефектов и теплового эффекта пластической деформации в зависимости от энергии активации элементарных актов атомно-молекулярных перегруппировок.

5. Разработать методику определения энергии активации .образования и аннигиляции различных дефектов в деформируемом объеме материала с учетом структурного, силового и температурного факторов.

6. Предложить методику расчета длины образующихся субмикротрещин и размеров субблоков в материале при механической обработке и других видах силового нагружения.

7. Разработать методику расчета шероховатости и остаточных напряжений в поверхностном слое обработанной детали на основе предела прочности на сдвиг и истинного предела текучести

8. Разработать методику расчета допустимого износа режущего инструмента в зависимости от заданной шероховатости и точности обработки конкретной детали.

9. Разработать методические принципы обеспечения надежности изделий на основе комплексного подхода.

10. Разработать методику определения рациональных условий изготовления деталей с заданными термодинамическими и физико-механическими свойствами материала.

Методы исследования. В работе использовались основные положения технологии машиностроения, теории резания, механики пластической деформации, физики твердого тела, теплофизики технологических процессов, термодинамики и термокинетики. Широко применялась вычислительная техника, а также стандартное и специальное оборудование: измерительные устройства и приборы. На защиту выносятся следующие положения:

1. Методика расчета упрочнения и разрушения металлов в процессе механической обработки на основе предложенной дислокационно-термодинамической схемы пластической деформации, которая базируется на впервые введенном в работе понятии: энергетически пульсирующих линейных дефектах (дислокациях).

2. Методика расчета коэффициента перенапряжения межатомных связей к„ и истинного предела текучести сит., а также впервые введенного механического свойства - максимального предела прочности 0вт, которые показывают, при каком напряжении начинается пластическая деформация материала и достигается его максимальная (критическая) твердость НУ».

3. Методика расчета твердости материала НУ; по величине накопленной упругой энергии дефектов Ц.; и наоборот в процессе легирования, термической и механической обработок.

4. Механизм формирования субмикротрещин и субблоков в обрабатываемом материале при механической обработке.

5. Кинетические уравнения, описывающие скорость накопления в микрообъёмах скрытой энергии 0е1 и скорость ее выделения в виде тепла д( при аннигиляции образующихся дефектов в процессе пластической деформации.

6. Зависимости для расчета температуры начала и конца процесса рекристаллизации при механической обработке материалов, полученных на основе критической плотности внутренней энергии и введенного в работе понятия энергетически пульсирующих линейных дефектов (дислокаций).

7. Методики расчета шероховатости обработанной поверхности 11г и остаточных технологических напряжений Стост разработанных на основе предела прочности на сдвиг и истинного предела текучести

8. Методика расчета допустимого износа режущего инструмента по задней поверхности в зависимости от заданной шероховатости и точности обработки конкретной детали.

9. Методические принципы повышения надежности деталей сельскохозяйственных машин на основе комплексного подхода..

10. Методика выбора технологических параметров изготовления деталей с заданными термодинамическими и физико-механическими свойствами состояния материала.

Научная новизна работы. Механизм пластической деформации при резании рассматривается на основе дислокационно-термодинамической схемы, которая базируется на физически обоснованном и экспериментально доказанном понятии: энергетически пульсирующих линейных дефектах (дислокациях) .Установлена взаимная связь накопленной упругой (скрытой) энергии дефектов с твёрдостью материала, что позволило получить зависимости для расчёта упрочнения, разупрочнения и разрушения металлических материалов в процессе легирования, термической и механической обработок.

Установлено, что пластическая деформация материала начинается при напряжении, равном величине истинного предела текучести оит, а его максимальная (критическая) твёрдость НУ» достигается при значении напряжен ия&отор о е назовём максимальным пределом прочности. Для расчёта остаточных напряжений первого рода после механической обработки необходимо использовать величину истинного предела текучести о„.т, а не физического от. Получены зависимости для расчёта напряжений

На основе термодинамического критерия разрушения (критической плотности внутренней энергии и*) и предложенного в работе понятия: энергетически пульсирующих линейных дефектов (дислокаций), получены уравнения для расчёта температур начала и конца процесса рекристаллизации при механической обработ-

ке, которые используются как ограничения при разработке технологий изготовления конкретных деталей.

Практическая ценность работы. Методики расчёта относительной абразивной износостойкости и усталостной прочности деталей на основе прогнозирования термодинамических и физико-механических параметров материала, а также расчётно-аналитический метод определения рациональных технологических условий обработки, который позволяет обеспечить получение заданных параметров.

Методики определения температуры начала и конца процесса рекристаллизации и методика расчёта допустимого износа инструмента позволяют получить заданный уровень шероховатости поверхности и остаточных технологических напряжений при механической обработке.

Апробация работы. Результаты работы докладывались и обсуждались на международных, всесоюзных и республиканских конференциях, симпозиумах, а также научных семинарах: на II Республиканской научно-технической конференции "Производство и научно-техническое творчество ученых и специалистов" (г. Ташкент, 1974); на Всесоюзной конференции "Теория трения, износа и смазки" (г. Ташкент, 1975); на Республиканской научно-технической конференции "Прогрессивные технологические процессы в машиностроении" (г. Ташкент, 1975); на Всесоюзной конференции "Теплофизика технологических процессов" (г. Тольятти 1976, г. Волгоград 1980, г. Ташкент 1984); на II Международной конференции по посадкам скольжения (ЧССР, г. Братислава, 1977); на Республиканской научно-практической конференции ученых и специалистов "Актуальные проблемы повышения качества продукции, производительности труда и эффективности производства" (г. Ташкент, 1978); на Всесоюзном научно-техническом семинаре "Повышение долговечности деталей машин путем оптимизации физико-механических свойств покрытий" (г. Москва, 1990); на Всесоюзном научно-техническом семинаре "Энергетический подход к оптимизации технологических условий абразивной обработки" (г. Москва, 1990); на Республиканской научно-технической конференции "Современные методы термической, химико-термической обработки и поверхностного упрочнения деталей машин и инструментов" (г. Ташкент, 1990); на Всесоюзном научно-техническом семинаре "Поверхностный слой, эксплуатационные свойства деталей машин и приборов" (г. Москва, 1991); на Международной научной конференции "Синергетика. Самоорганизующиеся процессы в системах и технологиях" (г. Комсомольск-на-Амуре, 1998); на Международной научно-технической конференции "Проблемы совершенствования зерноуборочной техники: конструирование, организация производства, эксплуатация и ремонт" (г. Ростов-на-Дону, 1999); на Международном научно-техническом семинаре "ИНТЕРПАРТНЕР-99" (г. Алушта, 1999); на Международной научно-технической конференции "Процессы абразивной обработки. Абразивные инструменты и материалы" (г. Волжский, 2001). Основные результаты исследований работы докладывались на научных советах: Харьковского государственного технического университета (г. Алушта, 1999); Азово-Черноморской государственной агроинженерной академии (г. Зерноград, 2002); ВНИПТИМЭСХ (г. Зер-ноград, 2003); Донского государственного технического университета (г. Ростов-на-Дону, 2003); Тульского государственного университета (г. Тула, 2004). На заседании кафедры «Технология Машиностроения» Московского технологического университета «СТАНКИН».

Основное содержание диссертации опубликовано в 39 работах, в том числе в пятнадцати статьях в центральных журналах и приравненных к ним сборниках научных трудов без соавторства, в пяти статьях в центральных журналах в соавторстве, а также в трудах научных конференций. Отдельные практические разработки защищены авторским свидетельством.

Структура и объем работы. Диссертация содержит введение, девять глав общим объёмом 351с, список литературы из 276 наименований и приложения.

СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ

Во введении обоснована актуальность темы диссертационной работы, дана краткая характеристика направления исследований, научного и практического значения решаемой проблемы.

В первой главе выполнен аналитический обзор исследований в области зависимости абразивного износа и усталостной прочности деталей, которые являются основными причинами снижения долговечности и надёжности сельскохозяйственной техники в процессе эксплуатации, от термодинамических и физико-механических свойств материала. Также проведён анализ формирования этих свойств при различных технологических условиях обработки.

Фундаментальные исследования в области трения и износа проведены отечественными и зарубежными учёными В.Н. Кащеевым, М.М. Хрущовым, М.А. Бабичевым, И.В. Крагельским, В.В. Фёдоровым, К. Велингером, Г. Уетцом, G. Fleischer, В.Е. Klamecki, в области усталостной прочности Н.Н. Афанасьевым, С.Н. Журко-вым, В.А. Степановым, ИА. Одингом, СВ. Серенсеном, Э.А. Сателем, B.C. Ивановой, P. Forrest и др. Анализ результатов исследований показал, что износостойкость (износ) материалов при абразивном трении зависит в основном от его твёрдости и накопленной микрообъёмом внугренней (упругой) энергии. В значительно меньшей степени на абразивный износ влияют шероховатость обработанной поверхности и остаточные технологические напряжения первого рода. Усталостная прочность деталей, как показал анализ литературных данных, зависит от всего комплекса термодинамических, физико-механических и геометрических свойств материала.

Проблеме формирования параметров качества поверхностного слоя детали в процессе механической обработки посвящены работы .многих ученых: А.А. Мата-лина, A.M. Сулимы, А.В. Подзея, B.C. Мухина, Л.А. Хворостухина, М.А. Елизаве-тина, П.И. Ящерицына, Э.В. Рыжова, В.И. Аверченкова, А.Г. Суслова, С.С. Силина, В.Ф. Безъязычного, Д.Г. Евсеева, В.К. Старкова, Д.Д. Лаптева, А.Д. Макарова, Е.М. Макушок и др.

Исследования, проведённые в последние годы на основе комплексного рассмотрения технологии механической обработки металлов с позиций теории дислокаций, теории подобия, основных положений теплофизики и термомеханики, позволили получить определённые положительные результаты. Однако предложенные методы не могут претендовать на полную достоверность, так как не учитывают весь комплекс факторов, действующих при резании.

Анализируя опубликованные работы, можно сделать вывод, что в настоящее время при конструкторско-технологической подготовке производства выбор, назначение и технологическое обеспечение системы параметров состояния материала, обеспечивающих заданный срок эксплуатации изделия при абразивном трении и циклическом нагружении, ввиду сложности проблемы осуществляется в основ-

ном эмпирическим или полуэмпирическим путем с использованием различных методик статистической обработки экспериментальных данных.

Проведение экспериментальных исследований требует больших трудозатрат, связанных с расходом материала, инструмента, электроэнергии, что не позволяет оперативно и гибко реагировать на изменение требований рынка. При этом необходимо учитывать, что полученные эмпирические зависимости пригодны только для определенных технологических условий обработки материалов, а также заданных условий эксплуатации изделия.

Отсутствие научного подхода к назначению параметров состояния материала и рабочих поверхностей деталей, которые обеспечат заданный срок службы, а также к разработке рациональной технологии получения этих параметров приводит к необоснованному завышению требований и удорожанию выпускаемых сельскохозяйственных машин без должного повышения их долговечности и надежности.

В связи с вышеизложенным данная работа посвящена исследованию и разработке научных основ установления взаимной связи между параметрами, характеризующими исходное состояние материала детали (Uco, HVo, R*, Оост )> и её эксплуатационными свойствами (износостойкостью, усталостной прочностью), а также разработке методики прогнозирования рациональных технологических условий изготовления деталей с заданными термодинамическими и физико-механическими свойствами материала.

Во второй главе проведен анализ механизмов упрочнения, разупрочнения и разрушения материалов при различных схемах силового и температурного нагру-жения, основанный на комплексном изучении закономерностей процесса деформирования с использованием термодинамических, атомно-дислокационных, структурно-энергетических и кинетических представлений, а также основных положений механики образования субмикротрещин.

С термодинамической точки зрения процесс деформирования и разрушения твёрдых тел сопровождается конкуренцией двух одновременно протекающих в материале противоположных и взаимосвязанных тенденций: роста плотности упругой (скрытой) энергии различных дефектов (вакансий, дислокаций и др. ), накапливающихся в деформируемых объёмах за счёт работы внешних сил, и снижения-(высвобождения) её за счёт различного рода релаксационных процессов, протекающих внутри материала. При этом первая тенденция связана с деформационным упрочнением металла, а вторая - с его разупрочнением за счёт динамического возврата (отдыха), сопровождающимся выделением тепловой энергии и её диссипации в окружающую среду.

Согласно первому закону термодинамики,баланс энергии в процессе пластической деформации твёрдых тел записывается в виде:

Согласно уравнению (1), скорость изменения внутренней энергии будет рав-

При этом следует учитывать начальный уровень внутренней энергии накопленной материалом до деформирования, которая состоит из упругой энергии Ueo и тепловой составляющей Uto. определяемой температурой нагрева детали T¡:

Ü = U0 + AÚ = ие0 + ито + Д Ú„ + AÜTl.

Большая часть мощности деформирования О) превращается в тепловую энергию и рассеивается в окружающей среде за счёт теплообмена q, незначительная её часть остаётся в материале, повышая тепловую составляющую Ux¡ внутренней энергии. Меньшая часть накапливается в виде упругой энергии деформации Ue¡, а также расходуется на поворот субблоков и зёрен на определённый угол в процессе резания Un, т.е. учитывается как трансляционная, так и ротационная моды деформации твёрдых тел.

В термодинамической теории прочности и разрушения материалов за интегральную меру повреждаемости и критерий разрушения принята плотность внутренней энергии и её критическое значение U», накапливаемое в деформируемых микрообъёмах и, согласно структурно-энергетической теории прочности твёрдых тел, предложенной В.С.Ивановой, равное энтальпии плавления в жидком состоянии Us, т.е. U*=HS. Термодинамический критерий разрушения экспериментально доказан автором при шлифовании, С.В.Хачатурьяном и Р.В.Ромашовым при абразивном трении и циклическом нагружении.

Для решения поставленных в работе задач необходимо изучить и установить взаимную связь между твёрдостью HV¡ и накопленной материалом упругой энергией Ue¡ и наоборот. Для получения зависимостей HV¡=f(Ue¡, c¡, T¡), U=f(HVi, o¡, T¡) необходимо знание определённых термодинамических U*> U^, Ueov, Ue»~LJ»—Ujq и физико-механических HVo, HV», оит, Овт свойств материала.

Статистическая обработка экспериментальных данных, полученных автором и другими исследователями: М.А. Большаниной, В.Е. Паниным, Э.Л. Титченер, М.Б. Бевером, В.В. Федоровым, Д.Д. Лаптевым и др.- позволила получить зависимости для расчёта начального уровня плотности упругой энергии ито и её абсолютного значения Ueov, максимальной (критической) величины твёрдости материала после различных способов обработки, напряжения которое назовём максимальным пределом прочности, обеспечивающего достижение максимальной твёрдости материала, истинного предела текучести (предела выносливости) o„.Xi при котором начинается пластическая деформация металлов

UCO=85-10"5'HV0; (4) .UeOV=3-10-5HV„; (5) Ueo=28,36-Ueov; (6)

На основе рассчитанных термодинамических и физико-механических свойств в работе предложена схема определения накапливаемой в объёме упругой энергии в процессе легирования, термической обработки и пластической

деформации в зависимости от твёрдости материала (рис. 1). Согласно графику, представленному на рис. 1., начальный уровень плотности упругой энергии после легирования и те.пмообпяботки (iгпя\тяя I ) nv rt-'i пятчг

_ ие.

(9)

где - максимально допустимая твёрдость стали после закалки.

Изменение плотности упругой (скрытой) энергии в процессе пластической деформации (прямая 2, рис. 1) определяется по формуле

UerUe0+AUc,yUe0+(HVrÍÍV0>tga,i, (10)

С помощью уравнения (10) можно решать обратную задачу: определять по величине накопленной в объёме упругой энергии и,.; твёрдость НУ! упрочнённого материала в процессе механической обработки и^.Дж/мы' ип>,Дж/мм'

и. -и, и, П| + иг яТ=300К

/I /1 / 1 /1 г 1 1 1

/ 1 / 1 ■ 1 1 1 1 1 •

/| \ V V" 1 1 1

Г ■ » 1 1 „ ПРИМ-.)

Г !Ну< 1 НУ.[ 1

0 24

0.18

Рис. 1. Зависимость изменения плотности ис; и абсолютного значения ие1У накопленной упругой энергии в единице объёма (1мм3) от твёрдости материала в процессе термообработки (1) и пластической де-о.12 формации (2)

0.06

20(10

или в развернутом виде

хооо

НУ,,МПа

НУ =

(и,. и.-ито-ие(

[нк„ НУ.-НУ0

(НУ.-НУ0)

(11)

(12)

яг, = -

и.-ип-ил

Анализ литературных данных также показал, что упрочнение сталей в процессе пластической деформации, с учётом действующего напряжения От<(Т,<Овт. носит линейный характер и может определяться в первом приближении по формуле

НУ9(Т,)-агК¥

<Гт(Т,) г '' <13>

где - коэффициент, учитывающий скорость деформирования; - постоянная; А-, - количество остаточного аустенита, в котором произошла структурная у—*а перестройка, %. Для углеродистых сталей, ввиду малого количества остаточного ау-стенита, можно принять

При этом необходимо учитывать изменение начальной твёрдости материала НУо в зависимости от температуры нагрева Т;

(14)

ч - - ✓ \ -ЗУ

где Ts - температура плавления.

Формула(14) получена на основе термодинамического критерия разрушения.

Для прогнозирования упрочнения и разрушения материалов в процессе механической обработки необходимо рассчитывать величину накапливаемой в микрообъёме упругой (скрытой) энергии деформации и„ с учётом её высвобождения и диссипации. Использование начального ито и критического ие> уровней упругой энергии, а также получение формул для их расчёта, позволяет предложить дислокационно-термодинамическую схему для описания процесса пластической деформации твёрдых тел при механической обработке (рис. 2).

При зарождении и движении дислокаций по плоскости скольжения атомные связи материала многократно разрываются и снова восстанавливаются. При движении дислокаций по экстраплоскости возникают благоприятные условия для образования точечных дефектов и повышения плотности упругой энергии в ядре дислокаций и твёрдости материала в целом. Особенно интенсивно этот процесс происходит на участках т,В (см. рис. 2). При достижении в головных дислокациях критической плотности упругой энергии 1)с» они начинают объединяться в субмикрот-рещину длиной что приводит к высвобождению части накопленной упругой энергии и снижению степени упрочнения. Предложенный выше атомно-дислокационный механизм пластической деформации экспериментально подтвердил А.А.Тутнов с сотрудниками, исследуя на электронном микроскопе растяжение образцов из металлической фольги. Следует отметить, что основная часть механической энергии, затраченной на перемещение дислокаций в плоскости скольжения, выделяется в виде тепла при многократном восстановлении разорванных атомных связей.

Анализируя вышеизложенное, можно сделать вывод, что дислокации, передвигаясь по плоскости скольжения, увеличивают в своём ядре количество накопленной упругой энергии и фактически являются энергетически пульсирующими линейными дефектами. Этот важный вывод физически обоснован и экспериментально доказан. До настоящего времени считалось, что энергия дислокации является величиной постоянной и её значение определяется на основе работы сдвига в плоскости скольжения Gb.

На основе известных теоретических соотношений для прогнозирования плотности дислокаций в единице объёма р; от величины приложенного напряжения (О;, Т;), а также их количества в плоскости скольжения получены зависимости для расчёта длины субмикротрещины и числа дислокаций образовавших её путём слияния по механизму А.Коттрела:

где Ь - длина плоскости скольжения; Е - модуль упругости; О - модуль сдвига; 1) расстояние от головной дислокации до препятствия; Д1| - расстояние между последней и предпоследней дислокациями, образующими субмикротрещину.

Для определения длины плоскости скольжения получена зависимость вида:

(15)

_ д/ =ют,-/?;с--1пр; ' 2-1, О

Л с.

(16)

где - поверхностная энергия обрабатываемого материала.

ие„ Дж/ммм

---- и«. ---

- и 'т\ тз У Л

■ ^^^ «Ода

и.о

В

и,2С

£тр 2

ие1С

"^Тр!

и

еос

0,4

0,8

1,2

. Ь,-10", мм

Рис. 2. Зависимость изменения плотности упругой энергии ии в ядре дислокаций и длины Стр, субмикротрещин от пути Ь, пройденного по плоскости скольжения: материал - сталь 45, твёрдость НУ 1800; схема деформации - сжатие; 0 - линия скольжения после отжига; 1 - а,=600 МПа; 2 - о2=770 МПа; 3 - о,=925 Мпа

На базе рассмотренного выше механизма пластической деформации на атомно-дислокационном уровне получены аналитические выражения для расчёта истинного предела текучести (предела выносливости) ат с использованием коэффициента перенапряжения межатомных связей к,, и формулы Пайерса-Набаро, а также максимального предела прочности <твга1 при котором достигается максимальная степень упрочнения:

Расчёты, подтвержденные экспериментально, показали, что в процессе пластической деформации соблюдается условие а,<Овп,<8к.

Дислокационно-термодинамическая схема, представленная на рис. 2, позволяет рассчитывать не только динамику зарождения и движения дислокаций, но также максимальное ие1га> текущее ии и среднее £/„ значения плотности упругой энергии в ядрах дислокаций в зависимости от приложенного напряжения а, и пути Ь„ пройденного до точки m,

и -а.

(20) ис,=Ь,-12а115 (21)

(22)

С учётом высвобождения и диссипации энергии при слиянии дислокаций в субмикротрещину получены формулы для определения максимального значения плотности упругой (скрытой) энергии в головной дислокации иат, а также её абсолютного значения

л/12-С.

к-аи

— Ъ

Ют,

•1п п.

\2

и„г=я-

4 • б2 + 0,5

в в-Ъ

в-ь

4-л,

— 2-Ь

у

х{р0-ие0+ие,

{в-Ь

•п.

10^

Т. -п.

■1ппл

в

(23)

(24)

С целью проверки полученной зависимости (24) были рассчитаны её относительные величины 8С1¥ = ие,у/к>| (25) при сжатии круглых образцов из стали 45. Значения также рассчитывались по ранее широко известной формуле, связывающей накопленную энергию с работой сдвига в плоскости скольжения дислокаций

и в 10

4 • я- • (1 - V)

•1п

(26)

Анализ полученных данных показал: значение относительной величины упругой (скрытой) энергии деформирования, рассчитанное с использованием формулы (24), составило 40-80%, что подтверждается результатами экспериментальных исследований, представленных в обзорных статьях Э.Л. Титченсра, М.Б. Бевера, М.А. Большаниной, В.Е. Панина и др. Значения 5е,у, рассчитанные по формуле (26), изменялись в пределах 180-400%, что лишено всякого физического смысла. Из вышесказанного следует, что для определения накопленной материалом в процессе пластической деформации упругой (скрытой) энергии необходимо использовать предложенную в работе формулу (24), которая подтверждена экспериментально.

Введение в работе понятия энергетически пульсирующих линейных дефектов, а также установление взаимной связи между накопленной упругой энергией и твёрдостью [см. формулы (4)-(6), (10)-(13), (23),(24)] даёт возможность аналитически определять микротвердость (упрочнение) любого микрообъема деформируемого твёрдого тела в зависимости от приложенного напряжения и температуры нагрева.

Из физики твёрдого тела известно, что оптимальное упрочнение атомной решетки достигается при величине накопленной упругой энергии, равной (0,87 -0,97)UC». Это положение позволило получить зависимость для расчёта оптимальной твёрдости материала в процессе механической обработки, обеспечивающей повышение долговечности и надёжности работы детали при конкретных условиях эксплуатации (ст„ Т|): HVoa =(0,824+2- 10"5-HV0) HV.. (27)

Анализ предложенной в работе дислокацинно-термодинамической схемы движения дислокаций по плоскости скольжения (см. рис. 2) даёт возможность прогнозировать размеры субблоков: длину 1С6 и ширину hcg, максимальную и остаточную Еост, степень деформации материала.

Рассчитав удельную работу tOj и величину абсолютной скрытой энергии Ueiv, можно аналитически определить температуру саморазогрева металла в процессе механической обработки с учётом температуры окружающей среды Toc

Т, = Т*

1 О I

+

Су °С

о).-U

eiY _

(28)

""У V

Расчёты показали, что температура саморазогрева материала перед режущей кромкой инструмента в процессе резания не превышает 320°С, и поэтому, на наш взгляд, может не учитываться при расчётах напряжённого состояния деформируемого объёма перед режущей кромкой.

Предложенная в работе на основе комплексного подхода дислокационно-термодинамическая схема, с учётом уровней деформирования, а также введение физически обоснованного и экспериментально доказанного понятия энергетически пульсирующих линейных дефектов позволяет рассчитывать многие термодинамические (ис(т, Ца, и,;», и^) и физико-механические (НУ« НУ), НУ0П, НУ», 1,р, Ц) параметры, которые определяют упрочнение, разупрочнение и разрушение материалов при различных видах силового нагружения: циклическом, абразивном трении, резании, шлифовании и ППД.

В третьей главе изложен термоактивационный анализ процесса пластической деформации металлов, который позволяет учитывать накопление и аннигиляцию различных дефектов при циклическом нагружении и механической обработке с учётом действующего напряжения и температуры.

Интенсивность макроскопических процессов, контролирующих деформационное упрочнение и динамический возврат при циклическом нагружении и различных технологических способах обработки определяются скоростью накопления в деформируемом элементе детали упругой (скрытой) энергии и выделения её в виде тепла (¡1 за счёт аннигиляции дефектов:

где - начальная скорость накопления упругой энергии за счёт образования

различного рода дефектов.

На основе комплексного подхода к процессу пластической деформации металлических материалов при условии получено решение уравнения (29) на уровне твёрдого тела в виде

Исследована зависимость энергии активации образования и аннигиляции различного рода дефектов от напряженного, температурного и структурного состояний элемента твердого тела. На основе идеи Р.Беккера об энергии активации, как обратимой и изотермической работе, необходимой для перевода атомов в активированное состояние, получены нелинейные зависимости энергии активации от напряжения, температуры и начального уровня накопленной упругой энергии, которые представлены в витте системы упавнений:

U=U0+AUe0+AUerUn U' = U-Ú),\ U' = U + ü>„

где к - постоянная Больцмана; h - постоянная Планка; Ry - газовая постоянная, пересчитанная на 1 мм3; T¡ - абсолютная температура; U - постоянная доля энергии образования и аннигиляции дефектов; U„ - энергия активации образования дефектов в Fea; АЦо - величина упругой энергии в материале после термической обработки и легирования; AUjj - величина упругой энергии в материале после определённой степени деформации (упрочнения); Ut¡ - тепловая составляющая внутренней энергии; co¡ - необратимая работа, затраченная на перемещение атомов в плоскости скольжения дислокации под действием внешней силы; к^ - среднее значение коэффициента перенапряжения межатомных связей.

Энергия активации аннигиляции дефектов U" примерно в 1,5 раза выше энергии активации их образования 1Г и составляет для сталей (20,6 - 21,7 Дж/мм3), что делает процесс возвращения атомов в первоначальное положение (узел атомной решётки) довольно затруднительным. Поэтому если процесс холодной пластической деформации (Т/Г5<0,4) объяснять только образованием и аннигиляцией точечных дефектов, то неясно, как большая часть (70-90,5%) механической работы превращается в тепло. Расчеты показывают, что при комнатной температуре аннигиляция дефектов составляет не более 0,5 - 1,5%.

Более точно, на наш взгляд, физическую сущность пластической деформации объясняет механизм, при котором атомные связи кристаллической решётки периодически разрываются, а затем восстанавливаются. При этом основная часть работы сдвига атомных плоскостей превращается в тепло и рассеивается за счёт колебания атомов в узлах решётки, а незначительная - в упругую (скрытую) энергию деформации. Такой подход в значительной степени совпадает с мнением специалистов ФТИ им. Л. Ф. Иоффе, которые связывают элементарные акты разрушения с элементарными актами разрыва межатомных связей.

При рассмотрении на атомно-вакансионном уровне процесса циклического на-гружения детали или её высокотемпературной пластической деформации при механической обработке (точение с подогревом, шлифование и др.), когда начинает проявляться механизм вязкого течения, скорость накопления скрытой энергии за счёт обра-

зовапия вакансий и её выделение в виде тепла 4 к при их аннигиляции определяется дифференциальным уравнением

На основе положений термокинетического подхода к описанию процесса упрочнения и динамического возврата при деформировании материалов получено выражение для определения значений в изотермических условиях, т.е.

и'в -ехр

и'.

— 1}"в • ехр| -

и:

(33)

к-Т,} " '"'I к-Т.

Для расчёта энергии активации образования и', и аннигиляции и", точечных дефектов, с учётом среднего количества активируемых атомов в дислокациях

ны соотношения:

и среднего количества разрывов-восстановления атомных связей, получе-

и'в = к ■ 4,65 • 7] - 0,5 • Ю-3 • к^ ■ а,-я ■ гА и"в = к-4,65-Т, +0.5-10"3 -кт -а, -л-ге

•а

м

(34)

'< " (35)

где - радиус атома и расстояние между атомами обрабатываемого материала (постоянная атомной решетки).

Полученное термокинетическое уравнение (33) позволяет рассчитать с учетом действующих напряжений и температуры количество накапливаемой материалом при деформировании скрытой (упругой) энергии которая определяет в конечном итоге степень его упрочнения в процессе обработки.

В четвёртой главе на основе законов термокинетики рассмотрен процесс возврата и рекристаллизации металлов при механической обработке. Определение количества. упругой (скрытой) энергии, выделенной в процессе нагрева и остывания за счёт аннигиляции накопленных дефектов, позволяет значительно повысить точность прогнозирования изменений термодинамических и физико-механических свойств обрабатываемого материала.

При высокотемпературных технологических способах обработки( чистовое точение, резание с подогревом, шлифование) значительная часть накопленных дефектов выделяется в виде тепла при остывании детали в интервале температур начала Т,,.^ и конца Т„р. процесса возврата и рекристаллизации. Следовательно, выделяющаяся в виде тепла накопленная упругая энергия состоит из двух частей: первая - это энергия, выделяющаяся в процессе пластической деформации вторая выделяется в процессе остывания Яп за определённый промежуток времени А1.

В этом случае уравнение для определения накопленной упругой энергии дефектов и^ за время деформирования и охлаждения можно представить в виде

-яА-Ч«.

Величина будет равна:

(36)

(37)

Так как величина 0„ переменна во времени, то значение определяется численным интегрированием с постоянным шагом по формуле Эйлера

•ехр

'' с/..

я. -т.

А',

(38)

А

где 7], ¿У3 а ( - средние величины температуры охлаждения и энергии активации аннигиляции (уничтожения) дефектов при охлаждении материала после механической обработки за определённый промежуток времени

Уравнение для расчёта накопленной материалом упругой энергии при резании с учётом силового и температурного факторов [см. формулу (32)], а также времени остывания получено в виде

Определив по уравнению (39) окончательную величину Ца, по формуле (11) или (12) рассчитываем твёрдость (упрочнение) материала после пластического деформирования при различных технологических способах обработки.

Движущей силой процесса возврата и рекристаллизации является величина накопленной в микрообъёмах (дислокациях) упругой энергии ДЦд деформации, а также температура нагрева Т^ которые, в свою очередь, определяют энергию активации аннигиляции изл накопленных дефектов. Для расчета величины иэа. и средней скорости выделения в виде тепла ди накопленной упругой энергии ДЦд получены зависимости для стали 45, при Т,=еопзЬ

£/ = 136,32 -ДСГ

& =1,58-10" •(136,32^-°'И6 • Д[/-°да)"

32,5

(40)

(41)

Зависимость (41) позволяет рассчитывать допустимую температуру нагрева материала Т| в процессе механической обработки при заданных значениях и Диц. Результаты расчёта по формуле (41) средней скорости выделения в виде тепла ¿¡й накопленной упругой энергии в зависимости от Ди^ И Т; представлены графически на рис. 3.

Анализ графиков на рис.3 показал, что скорость выделения в виде тепла q1j накопленной упругой энергии дефектов начинает резко возрастать при достижении внутренней энергией величины и^и^+Цп, равной примерно 6,8-7,3 Дж/мм3. При таком значении внутренней энергии жёсткость атомной решётки начинает уменьшаться, а скорость диффузионных процессов наоборот увеличивается. Зависимость скорости выделения упругой энергии при Т^сопэ! от её величины определяет время остывания микрообъёма ^

Из графиков, представленных на рис. 4, видно, что время процесса рекристаллизации при различных температурах нагрева и выдержки имеет свой максимум. Так при температуре выдержки Тр=1273К максимальное время остывания 1=7,8 с достигается при Дие1=1,8 Дж/мм3, а при Т,-=1423 К максимальное время остывания 1=4с достигается п рДисС№еДж/мив3.а т е л ь н о , для конкретной температуры нагрева и выдержки материала после пластической деформации име-

ется своё значение накопленной упругой энергии Д1Ге1, которое обеспечивает наибольшую термодинамическую устойчивость открытой системы. Этот вывод даёт <7„Дж/мм3-с

Рис. 3. Зависимость скорости выделения в виде тепла яи накопленной упругой энергии от её величины ДЦ^ и температуры нагрева: 1 - температура нагрева Т;=1273 К; 2 - температура нагрева Т:=1423 К; Сталь 45, НУ 1800, нагрев после сжатия образцов •

Рис. 4. Продолжительность выделения при отдыхе и рекристаллизации накопленной упругой энергии в зависимости от её величины Ди„ и температуры нагрева^: Сталь45, НЛП800, после сжатия. 1 -Т;=1273 К; 2 -Тг1423 К

возможность рассчитывать накопленную упругую энергию деформации, а следовательно, и степень упрочнения материала в зависимости от температур технологической обработки и эксплуатации детали.

Исходя из вышеизложенного, скорость выделения накопленной в ядрах дислокаций упругой энергии при движении по плоскости скольжения будет различ-

ной, а время аннигиляции согласно дислокационно-термодинамической схеме (см. рис. 2) может быть одинаковым. Наиболее устойчивыми с термодинамической точки зрения являются дислокации, расположенные в средней части полосы скольжения. Поэтому значения упругой энергии в этих дислокациях будут в конечном итоге определять среднюю степень упрочнения материала после различных технологических способах обработки.

Предложенная в данной работе дислокационно-термодинамическая схема деформирования материалов на основе введённого понятия энергетически пульсирующих линейных дефектов, а также использование общепринятого положения о том, что процесс рекристаллизации начинает интенсивно протекать при достижении внутренней энергии U величины, равной энтальпии плавления И, дозволяет получить зависимость для определения температуры начала процесса рекристаллизации при механической обработке, которая используется в дальнейшем в качестве одного из ограничений при назначении режимов резания:

Анализ формулы (42) показал, что с ростом степени деформации материала и соответственно максимальной величины накопленной упругой энергии в ядре головной дислокации иещ, значение Т„р. начинает снижаться, что в свою очередь приводит к уменьшению тепловой составляющей 11х внутренней энергии ^ Полученные теоретические результаты подтверждаются многочисленными экспериментальными данными.

Методика расчёта температуры конца процесса рекристаллизации Т„р. для сталей получена на основе формулы (42). При этом установлено, что энергия аннигиляции накопленных дефектов достигает величины, равной энергии сублимации, которая, к примеру, для стали 45 составляет 66 Дж/мм .

Пятая глава посвящена разработке расчётно-аналитического метода прогнозирования термодинамических и«,, Цд и физико-механических НУ0, сгвт,'от параметров состояния материала детали, которые обеспечат повышение её относительной абразивной износостойкости или усталостной прочности. Следует отметить, что эти эксплуатационные свойства деталей в значительной степени определяют долговечность и надёжность работы сельскохозяйственной техники.

Относительная абразивная износостойкость материалов е„3 определяется через коэффициенты Кэ- За эталонный образец (К5) принята сталь 45 HV1800. При необходимости за единицу (эталон) можно принять относительную износостойкость другого материала:

€- к <43>

Комплексный подход к вопросу прочности и разрушения твёрдых тел, развиваемый в работе, позволяет через термодинамические и физико-механические параметры материала прогнозировать изменение величины коэффициента К, и соответственно значения:

Если соотношение постоянных физико-механических параметров материала эталонного образца йХ}е^аюо-ап обозначим константой М3, тогда формулу (44) можно представить в виде

Замена в уравнении (45) механических свойств (Ои,,,, о^) на твёрдость НУ^ (формулы взаимной связи этих свойств получены во второй главе) значительно упрощает решение задачи повышения относительной абразивной износостойкости деталей сельхозмашин

Из формул (44),(45) следует, что относительная абразивная износостойкость определяется величиной Ди„. Чем ниже значение Ди^, а величина начального уровня упругой энергии выше, тем выше износостойкость при одинаковых условиях трения.

Значение начального уровня упругой энергии и«,, которое определяет упрочнение материала можно повышать различными технологическими способами: термообработкой, легированием, нанесением упрочняющих покрытий, а также обработкой лучом лазера. Шероховатость и остаточные напряжения мало влияют на абразивную износостойкость, поэтому в данной работе не рассматриваются.

На основе предложенной методики можно определять величину скорости износа материала и срок службы детали при абразивном трении.

Следует отметить, что предложенный расчётно-аналитический метод позволил теоретически обосновать широко известную зависимость которая была получена М.Хрущовым и М. А. Бабичевым экспериментально.

Для прогнозирования значений параметров состояния материала и^, НУ„;, и расчёта его относительной абразивной износостойкости разработана программа для ПЭВМ.

Одним из главных направлений изучения усталостного разрушения современных машиностроительных материалов служит изучение кинетики накопления повреждений и разрушения, определение критериев сопротивления материалов возникновению и распространению усталостных трещин.

Величина упругой энергии ись накапливаемая в ядре дислокаций (микрообъёме) при движении по плоскости скольжения при циклическом нагружении в изотермических условиях П>=сот0'. будет равна:

ис1=и{0+Аие1уг=ис0+и„

•ДАТ,

усI

(47)

где Дие1 ус. - приращение упругой энергии в микрообъёме (ядре дислокации) при определённом цикле силового нагружения; ДМус.1 - количество циклов при силовом нагружении детали; - скорость накопления упругой энергии в микрообъёме (ядре дислокации) за один цикл силового нагружения.

На основе комплексного подхода к процессу пластической деформации и разрушения металлических материалов с использованием термодинамических и

молекулярно-кинетических (термоактивационных) представлений, рассмотренных в главах 2, 3, величина накопленной упругой энергии Дие1 за определённый цикл нагружения ДЫус.и будет равна:

На основе соотношений (47),(48) получено уравнение для расчёта темпера-турно-временной зависимости усталостной прочности Ь с учётом дислокационно-термодинамической схемы деформирования:

(49)

Для повышения точности прогнозирования усталостной прочности детали расчёт необходимо вести послойно и в каждом слое учитывать коэффициент концентрации напряжения остаточные технологические напряжения первого рода °ост, развитие субмикротрещин и усталостной трещины в целом, а также накопленную ранее упругую энергию дефектов Ди„ в ядрах дислокаций. Эту идею в своё время высказала В.С.Иванова, но использовать её на практике оказалось возможным только с введением в данной работе понятия энергетически пульсирующих линейных дефектов и рассмотрения механизма пластической деформации на основе дислокационно-термодинамической схемы.

Для расчета остаточных технологических напряжений с учётом силового и температурного факторов предложена зависимость на основе истинного предела текучести оит. (предела выносливости): *

где - интенсивность напряжения в процессе механической обработки; температура окружающей среды и температура нагрева микрообъёма заготовки.

Использование в формуле (50) истинного предела текучести Оит значительно повышает точность расчёта значений а также даёт возможность обойтись без уточняющих функций и коэффициентов, которые необходимо знать при использовании соотношений, в основе которых процесс разгрузки учитывается с помощью физического предела текучести Это теоретическое положение подтверждено экспериментально.

Для послойного расчёта усталостной прочности необходимо учитывать изменение напряжения по глубине детали с учётом распространения усталостной трещины:

я; - (51)

где Ккь - коэффициент концентрации напряжения, изменяющийся по глубине детали; - радиус детали; - радиус рассматриваемого объёма.

Коэффициент концентрации напряжения от шероховатости поверхности определяется по известным эмпирическим зависимостям.

Для расчёта усталостной прочности материалов на основе вышеизложенной методики разработана программа для ПЭВМ. Программа позволяет определять термодинамические (11^, 0г1, 11«, АС1€1ус, и, £/', С/") и физико-механические параметры, которые обеспечат детали заданную усталостную

прочность.

Теоретическая кривая усталостной прочности, рассчитанная по данной программе для стали 45 НУ1800 при растяжении-сжатии, подтверждена экспериментально. Коэффициент корреляции составил: 1^=0,91.

Испытания на усталость круглых образцов (ГОСТ 1497-73) проводились на универсальной машине УРС - 20/100 с рабочей частотой 50 Гц при различных значениях приложенного напряжения о,. Изменение по глубине детали величин коэффициента конце------------Д^ ~жений К, и относительного коэффициента усталостной прочности Кт0т~-который представляет собой отношение количества

ЛГ,

циклов до разрушения микрообъёма на определённой глубине Д1Ч, к общему числу циклов, характеризующему усталостную прочность детали в целом ЭД, носят довольно сложный характер (рис.5). До глубины примерно 30-35% радиуса детали относительный коэффициент усталостной прочности увеличивается, а затем начинает резко уменьшаться. Поэтому мнение некоторых специалистов, предлагающих по изменению твёрдости поверхностного слоя детали прогнозировать её усталостную прочность, является, на наш взгляд, несостоятельным. Однако зависимость Куп0Т от глубины залегания микрообъёма представленная на рис. 5, убедительно говорит о том, что состояние поверхностного слоя детали в значительной степени влияет на её усталостную прочность. Поэтому оптимальное упрочнение поверхностного слоя детали является важной конструкторско-техиологической задачей.

Разработанный на основе комплексного подхода расчётно-аналитический метод даёт возможность прогнозировать термодинамические и физико-механические параметры материала детали, которые обеспечат повышение её долговечности и надёжности работы в условиях абразивного трения и циклического нагружения.

В шестой главе на основе комплексного подхода разработан расчётно-аналитический метод прогнозирования параметров состояния поверхностного слоя деталей в процессе механической обработки.

Рис.5.3начение коэффициента концентрации напряжения Кк (1) и относительного коэффициента усталостной прочности КуйОТ (2)

в зависимости от глубины залегания микрообьёма И,: материал - сталь45 НУ 1800

Для получения заданных термодинамических (им) и физико-механических (НУ0, Яг, Стоп.) параметров необходимо знать значения напряжения о, и температуры ТС в любой точке обрабатываемого материала в первой и второй зонах резания (рис.6).

Согласно принятой в настоящее время инженерной методике расчета, радиальное сжимающее напряжение а, в любой точке первой зоны резания с радиусом вектором будет равно:

4-Я -eos«

О, = "

V М2*+ Д)- sin2 • + sin2(77, + Д)] '

где Rp - равнодействующая сила резания.

(52)

Рис. 6. Схема обработки детали резцом: 1-зона деформирования металла перед режущей кромкой; 2-зона контакта поверхностного слоя детали с задней поверхностью инструмента; 3 - зона контакта стружки с передней поверхностью инструмента

о_ = —

Радиальное сжимающее напряжение <sn в определённой точке контакта вновь образованной поверхности детали и задней поверхности инструмента (зона 2) согласно формуле Буссинеска определяется соотношением

2 • R, • cosa, я- ■bt-Rn ' ' <53>

Для расчёта радиального сжимающего напряжения стгш в зоне шлифования получена формула на основе термодинамического критерия эффективности - КПД абразивной обработки Т)ш, который был теоретически обоснован и экспериментально исследован в кандидатской диссертации автора:

Теоретические расчёты изменения величины напряжения от радиуса его действия при точении и последующем шлифовании стали 45 ИУ1800 показали, что эта зависимость является экспоненциальной.

Радиус действия напряжений о„ т, от, которые определяют течение

процесса пластической деформации при точении и шлифовании, рассчитывается на основе уравнений(52) - (54).

Для достижения в определённом микрообъёме обрабатываемого материала оптимальной твёрдости НУ,,,,, которая обеспечит минимальную скорость накопления упругой энергии {/е„ напряжение в зоне механической обработки также должно быть оптимальным о0„. На основе формул (13),(27) получена зависимость для расчёта

_ (о,82 + 2• 10"5 • НУ0\ НУ. •

о"™ = -

НУ„

(55)

При обработке стальных деталей ГШД зависимость изменения напряжения по глубине поверхностного слоя получена в виде линейной функции. Значение напряжения о, в интервалах Опщ - от, где о,,,,, — максимальное напряжение в зоне контакта инструмент-деталь, ия-С,, определяются соотношениями:

о,=ох+(М1,) 1§Рт, а,=от „ +(ЬТ и -ь,)-18ри т

(56)

Температура саморазогрева материала в первой зоне резания (см. рис.6) Т„ определяется по формуле (28). Температура трения во второй зоне, а также скорость охлаждения материала после окончания действия теплового импульса при резании рассчитываются по формулам, полученным автором в четвёртой главе на основе известных законов теплофизики.

Для расчёта остаточных технологических напряжений первого рода, которые оказывают существенное влияние на циклическую прочность деталей машин, получены зависимости на основе теоретических результатов данной работы, а также исследований в этой области В.В .Абрамова.

В качестве примера запишем полученное уравнение для расчёта остаточных тангенциальных напряжений после обтачивания сплошного однородного цилиндра.

Следует отметить, что предложенная методика позволяет учитывать при определении остаточных напряжений не только силовой и температурный факторы, но также форму и размеры обрабатываемой детали:

Анализ методик определения высоты микронеровностей при различных способах механической обработки, представленный в первой главе, показал, что они базируются на эмпирических или полуэмпирических зависимостях, которые требуют проведения длительных экспериментальных исследований или специальных про-

грамм для ПЭВМ. Это обстоятельство значительно снижает возможность использования данных методик для расчёта шероховатости обработанной поверхности.

В данной рабоге на основе положения теории резания о том, что отделение стружки от заготовки происходит при достижении напряжения перед режущей кромкой значения, равного истинному пределу прочности на сдвиг 80», получена формула для расчёта шероховатости Я, обработанной поверхности в виде:

(58)

Анализ экспериментальных данных показал, что в процессе резания лезвийным инструментом при отделении стружки на поверхности детали формируется первичная (основная) шероховатость, на которую в зоне контакта задней поверхности инструмента накладывается вторичная шероховатость. Величина вторичной шероховатости значительно меньше основной и определяется напряжённым состоянием во второй зоне условной схемы процесса резания (см. рис. 6). Величина вторичной шероховатости обработанной поверхности определяется полученным соотношением:

Согласно формулам (58), (59), высота микронеровностей первичной и вторичной шероховатости в первой и второй зонах резания формируется при одинаковых начальных условиях, т. е.

Для прогнозирования шероховатости поверхности в процессе шлифования > на основе термодинамического критерия эффективности - КПД (тц) абразивной обработки преттттоженя гЬопмуття виття:

Я2 = 4-ПК!ьГК^в-К^ • [0,053-{ПКу,-т^Н0.152], (60)

где - произведение поправочных коэффициентов на прогнозируемые (опти-

мальные) технологические условия процесса шлифования.

Коэффициенты дают возможность прогнозировать изменение

шероховатости обработанной поверхности в зависимости от времени выхаживания и степени износа абразивного круга. Окончательная шероховатость поверхности Ищ после поверхностного пластического деформирования (ППД) с учетом положений теории дислокаций определяется соотношением

й-у

(61)

где - шероховатость поверхности после предварительной механической обработки (точения, шлифования).

Полученные зависимости (52) - (54) дают возможность по заданной силе резания рассчитывать, после некоторых математических преобразований, радиус

действия оптимального напряжения при точении Лл,,, и шлифовании Формулы (52) - (54) позволяют также решать обратную задачу: по заданному радиусу действия оптимального напряжения о0П определять равнодействующую силу резания Rp при механической обработке.

Результаты расчётов показали, что радиус-вектор оптимальной твёрдости в значительной степени определяется равнодействующей силой резания Ир, физическим пределом текучести ст> а также соотношением начальной НУо и критической твёрдости НУ» обрабатываемого материала. Сила резания, в свою очередь, зависит от технологических условий обработки: режимов резания, геометрии и износа инструмента, а также типа применяемых СОТС. С ростом равнодействующей силы резания отношения и уменьшением физического предела текучести

величина радиус-вектора К,оп действия оптимального напряжения в первой зоне о0П увеличивается и наоборот: с уменьшением Ы,оп, НУ(/ НУ» и увеличением от значение начинает снижаться.

Предварительные расчёты твёрдости во второй зоне показали, что она изменяется в основном в области вторичной шероховатости и накладывается на твёрдость материала, сформированную в первой зоне резания

Учитывая положения теории технологической наследственности, т.е. изменение НУ,, ис„ а,, с„, глубину резания при чистовом точении и шлифовании необходимо назначать в пределах действия радиус-векторов напряжений овт И аот т.е. должно соблюдаться условие которое позволяет удалять материал с

максимальным упрочнением (наклёпом) и минимальной остаточной деформацией. Поэтому материал ведет себя при деформировании в процессе резания, как хрупкий или квазихрупкий, что в свою очередь определяет снижение сил резания, шероховатости и погрешности размеров детали при чистовой обработке. При этом максимально используются по глубине детали полученные на предыдущих операциях термодинамические и физико-механические свойства материала.

Радиус-вектор действия оптимального напряжения при шлифовании определяется по вышеприведённой методике. ППД является окончательной отделочно-упрочняющей технологией, применение которой приводит к снижению шероховатости и увеличению твёрдости (упрочнения) обработанной поверхности.

Для получения оптимальной твёрдости НУоп поверхностного слоя детали в процессе ППД необходимо определить оптимальные величины силы прижима Рноп (ролика, шарика) и напряжения о0ПП в зоне контакта инструмент-деталь.

Оптимальное напряжение на поверхности детали стоп п определяется по формуле (55), в которую вместо НУо и ат подставляем поверхностную твёрдость, полученную на предыдущей операции и соогветствующее значение Определив значение рассчитываем нормальную оптимальную силу прижима инструмента к детали используя положения теории дислокаций:

(62)

Предложенная выше методика позволяет в процессе ППД оптимизировать физико-механические и термодинамические параметры по-

верхностного слоя детали с учётом технологической наследственности.

При высокотемпературных методах обработки (чистовое точение, точение с подогревом, шлифование и др.), когда Т1>ТНр> рассчитывать накопленную упругую энергию дефектов в деформируемых объёмах заготовки иау необходимо с учётом её высвобождения в процессе рекристаллизации и образования субмикротрещин. Решение данной задачи с использованием уравнений (24), (39), а также методик для определения в любой точке резания напряжения ст, и темпера гуры Т, получено в виде:

Результаты проведённых в данной работе научных исследований позволяют на основе первого закона термодинамики представить процесс упрочнения, разупрочнения и разрушения материалов при механической обработке (точение, шлифование, ППД) в виде системы дифференциальных уравнений, которые учитывают накопление внутренней (упругой ) энергии в заготовке, инструменте, а также её диссипацию в окружающую среду:

Расчёты энергии поворота субблоков при точении в первой и второй зонах резания показали, что её относительная величина 6т составляет не более 0,5-2,5%. Таким образом, затраты энергии в этих зонах на ротационную моду составляют незначительную часть от работы деформирования и не могут серьёзно влиять на силу резания. Следует также отметить, что в данной работе накопление упругой энергии в стружке, т.е. в третьей зоне, не рассматривается, так как это довольно сложный процесс и требует отдельного серьёзного исследования.

Анализ вышеизложенного показал, что на основе комплексного подхода появилась возможность с единых позиций описать механизм упрочнения, разупрочнения и разрушения материалов в процессе механической обработки: точения, шлифования, ППД.

В заключении отмечено, что полученные зависимости представляют возможность оптимизировать с минимальными затратами технологические условия обработки поверхностного слоя детали с целью получения заданных термодинамических ие„ и, и физико-механических НУ,, Яг, Оост свойств материала.

В седьмой главе представлена методика аналитического определения допустимой величины износа инструмента по задней поверхности по заданной шероховатости и точности обработки.

Данная методика базируется на предположении, что максимальное значение высоты микронеровностей определяется радиусом действия напряжения

равного пределу прочности материала на сдвиг So», а также основных положений механики процесса резания.

Исходя из вышеизложенного, получена формула для расчёта допустимой величины износа инструмента по задней поверхности с учётом заданной шероховатости:

где Крт, Rj - максимально допустимая сила резания и сила стружкообразования. Сила R| остаётся постоянной в процессе резания. Для определения допустимого значения силы R,,ra, которая растёт с увеличением времени работы инструмента, предложена зависимость

R - Rz" 'Ь> -H^ + li)-51"2-^ + sin 2 • (т]р + /?,)]

pm 4-cosa-eos® • K„ ' (68)

p гР p

где - максимальное значение высоты микронеровностей.

Повышение точности изготовления деталей и сборки узлов увеличивает срок службы и надёжность эксплуатации сельхозмашин. Этим объясняется непрерывное ужесточение требований к точности изготовления, деталей.

Зависимость для определения допустимого износа инструмента по задней поверхности который ограничивается максимальным допуском на размер обрабатываемой детали, получена в виде

где - допуск на размер обрабатываемой детали.

Математической обработкой большого количества экспериментальных данных получены формулы для расчёта интенсивности изнашивания твёрдых сплавов и сверхтвёрдых материалов. Зная интенсивность изнашивания инструментального материала, можно определить величину износа резца в процессе работы и прогнозировать во времени изменение параметров качества (RZ) Узл) обработанной поверхности. При этом полученные максимальные значения сил резания используются в дальнейшем в качестве граничных условий при определении силы резания, обеспечивающей оптимальную твёрдость (прочность) поверхностного слоя детали.

В восьмой главе описана методика и программа экспериментальных исследований формирования термодинамических и физико-механических параметров поверхностного слоя детали при различных способах механической обработки. Приведены и обсуждены результаты проведённых исследований.

Для проверки теоретических положений формирования параметров качества обработанной поверхности с учётом технологической наследственности образцы размерами 70x60x10 мм после точения шлифовались и обкатывались роликом из стали ХВГ твёрдостью HV7200.

Опытные образцы изготавливались из отожжённой стали 45 твёрдостью HV1800. Точение резцом из твёрдого сплава Т15К6 у=0°, а=7°, ф=ф'=45°, р=0,02 мм, г=1 мм осуществлялось без СОТС на двух технологических режимах обработки. Первый-Ур=1,05 м/с, Snp=0,2 мм/об, t=l мм. Второй режим отличался от первого только значением скорости резания

Для экспериментальной проверки закономерностей технологической наследственности образцы после точения на первом и втором режимах шлифовались методом врезания по одной технологии: круг-ПП 600x305x63, 8п=0,005 мм/об, Ьш=0,08 мм, В=10 мм, СОТС - эмульсия.

Поскольку ППД обычно применяется после чистового точения или шлифования, ПТТД образцов осуществлялась после второго режима механической обработ-ки.Для этого применялся стандартный ролик Ор=65 ММ, <1=28 мм, Кпф=8 мм, Ь=27 мм, материал - сталь ХВГ НЫС 63-65. Для получения оптимальной твёрдости образцов были назначены следующие режимы ППД: 8пр=0,31 мм/ о^б/рву мин, Рц=1470 Н. Сила прижима ролика к детали Рк определялась расчётньш путём.

Для повышения достоверности получаемых результатов на каждой операции (точение, шлифование, ППД) обрабатывалось по пять образцов.

Силы резания Pz. Py в процессе точения и шлифования определялись электрическим тензометрическим динамометром. Шероховатость Ra поверхности образцов после механической обработки измерялась профилографом-профилометром модели 201 завода "Калибр". Измерение микротвёрдости поверхностного слоя образцов проводилось на микротвердомере ПМТ-3.Дислокационная структура исследовалась с помощью металлографического микроскопа МИМ-8М.

Тангенциальные остаточные напряжения определялись на образцах после точения, шлифования и ППД механическим методом на приборе ПИОН по известному меюду Н. Н. Давиденкова. Для экспериментальной проверки взаимосвязи допустимого износа инструмента по задней поверхности с заданной величиной шероховатости и точности образцы размерами D=30 мм, 1=150 мм из стали 45 НУ1800 обрабатывались резцом из твёрдого сплава Т15К6 на следующих режимах: 1=0,5 мм, 8„р=0,34 мм, п=1270 мин"', Ур=2 м/с.'

Замер износа по задней поверхности проводился на инструментальном микроскопе. Погрешность обработки определялась микрометром как среднее от замера диаметра в середине детали в двух взаимно перпендикулярных плоскостях. Шероховатость обработанной поверхности образца ^ определялась по приведённой выше методике. Максимальная величина накопленной в микрообъёме скрытой энергии рассчитывалась по значению микротвердости поверхностного слоя детали, которая определялась опытным путём. Температура точения и шлифования, а также температура начала процесса рекристаллизации в зависимости от глубины рассматриваемого микрообъёма рассчитывались по формулам, представленным в четвертой главе.

Относительная величина скрытой энергии которая накапливается в материале перед режущей кромкой инструмента и в зоне контакта инструмент-деталь, рассчитывалась по методике, подробно изложенной в главе 2.

Анализ полученных экспериментальных данных показал, .что эти зависимости носят довольно сложный характер как при точении, так и при шлифовании.

Точки с максимальным упрочнением при точении на первом (1) и втором режимах (2) (см. рис. 7а) соответствуют приложенному в первой и второй зонах резания напряжению, равному величине максимального предела прочности

В интервале действия напряжений — ст„ который для первого режима составил Ь,« 0,07-0,17 мм, для вто I», ^о0(04И},08 д о с т ь поверхностного слоя образцов резко уменьшается. В интервале действия напряжений ст~°ит (Ь,«0,17— 0,26 мм; И,« 0,08-0,14 мм) упрочнение обрабатываемого материала эксперимен-

тально не обнаружено, т.к. его изменение находится в пределах допустимой точности измерения твердомера ПМТ-3.

Двойной максимум зависимости НУ^Аф,) подтверждает теоретический вывод о том, что поверхностный слой детали при механической обработке упрочняется дважды: в первой зоне резания при снятии стружки, а затем во второй зоне контакта вновь образованной поверхности с задней поверхностью инструмента. Упрочнение во второй зоне распространяется примерно на глубину первичной шероховатости и накладывается на упрочнение в первой зоне.Максимальная степень упрочнения на первом и втором режимах резания примерно одинакова (1,7) и (1,66). Различие заключается в глубине её залегания.

Изменение твёрдости поверхностного слоя образцов после точения и шлифования на режимах, изложенных выше, представлены на рис. 7 Ь.

Анализ этих данных показал, что сначала твёрдость поверхностного слоя образцов растёт и, достигнув на определённой глубине Ь) »0,012 мм, Ьг« 0,021 мм максимума начинает плавно уменьшать-

ся. Отсутствие двух точек с максимальным упрочнением экспериментально подтверждает теоретическое положение о том, что главным фактором упрочнения в процессе шлифования являются силы трения зёрен и связки круга о поверхность обрабатываемой детали.

Упрочнение поверхностного слоя образцов после чистового точения (второй режим), шлифования и ППД относительно максимального упрочнения после абразивной обработки «составило величину 1.16, относительно начальной твёрдости 1,66 (рис. 7с).

Твёрдость поверхностного слоя примерно до глубины 0,03 мм практически не изменяется, далее начинает плавно уменьшаться до глубины 1,8 мм. Таким образом, градиент напряжений после ППД имеет значительно меньшую величину, чем после точения и шлифования, что положительно влияет на срок службы конкретных деталей в процессе их эксплуатации. Следует отметить, что глубина залегания упрочнения поверхностного слоя (1,8 мм) значительно превосходит глубину упрочнения после точения (0,17 мм) и шлифования (0,08 мм), поэтому окончательную обработку ППД необходимо назначать при большом значении допустимого износа деталей или при условии циклического нагружения в процессе эксплуатации.

Высота микронеровностей после точения на первом и втором режимах резания и последующем шлифовании, т.е. с учётом технологической наследственности, оказалось равной К2Ш1=6 мкм и ЯгШ2=12 мкм. Сравнение полученных результатов показывает, что шлифование материала с большим упрочнением (черновое точение) позволяет получать шероховатость меньшей величины, чем при шлифовании материала с меньшим упрочнением (чистовое точение). Эту закономерность можно объяснить тем, что большей твёрдости материала соответствует большая величина накопленной в дислокации скрытой энергии ие11П и наоборот. При этом величина остаточной деформации уменьшается. Поэтому силы и мощность резания снижаются, что естественно приводит к уменьшению напряжённого состояния материала в зоне контакта инструмент-деталь и величины шероховатости обработанной поверхности.

В процессе ППД шероховатость поверхности образцов снизилась с КгШ2=:12 мкм, полученной после шлифования, до При этом была обеспечена

НУь Мпа

Ь:, мм

Рис. 7. Зависимость изменения твёрдости обработанной поверхности от глубины рассматриваемого микрообъёма (коэффициент корреляции гк=0,83): а -после токарной обработки 1 - Ур=1 м/с, 2 - Ур=4 м/с; Ь - после точения и шлифования 1 - Ур=1 м/с, 2 - Ур=4 м/с; с - после точения, шлифования и ППД точение Ур=4 м/с

оптимальная твёрдость поверхностей обкатываемых деталей НУ^ и 2800 МПа.

Изменение плотности дислокации р;, длины субмикротрещин 1п> и максимальной величины скрытой энергии в микрообъеме и^п, по глубине поверхностного слоя образцов после механической обработки (резания, шлифования, ППД) качественно повторяют зависимости НУ^^Ь,). Однако исследование дислокационного механизма пластической деформации позволяет в отличие от твёрдости определять глубину упрочнения материала с большей точностью по истинному

пределу текучести овт. Наиболее благоприятный градиент изменения р„ и исш1 по глубине поверхностного слоя наблюдается после чистового точения — шлифования - ППД, что повышает срок службы деталей при их эксплуатации.

Среднее значение коэффициента парной корреляции г„=0,83 говорит о том, что теоретический подход, развиваемый в данной работе, адекватно описывает механизм пластической деформации при механической обработке материалов.

Изменение температуры обработки при точении и шлифовании, а также температуры начала процесса рекристаллизации в зависимости от глубины рас-сматываемого микрообъёма показано на рис. 8,9.

900-

700

500

0 0,05 0,1 0,15 0,2 Ь„ мм

Рис. 8. Изменение температуры точения (1, 2) и температуры начала процессе рекристаллизации (Г, 2') по глубине поверхностного слоя образца: 1, Г - Ур=1 м/с; 2,2' - Ур=4 м/с

Т,К 1200

800

400

0 0,02 0,04 0,06 0,08 0,1 Ь„мм

Рис. 9. Изменение температуры шлифования (1, 2) и температуры начала процесса рекристаллизации (1', 2') по глубине поверхностного слоя образца: 1, Г -после точения Ур=1 м/с; 2,2' - после точения Ур=4 м/с

т /

\ у 2

/ У € V в А

- - ---

ч с у ' ТТТТТ 1 ^ ' \ \ 2

7 г д

Температура начала процесса рекристаллизации после точения и последующего шлифования изменяется по глубине примерно одинаково: сначала уменьшается, а при достижении определённой минимальной величины начинает плавно увеличиваться (кривые 1, 2). При этом минимальная температура начала процесса рекристаллизации коррелирует с максимальным значением накопленной скрытой энергией в ядре дислокаций что теоретически прогнозируется в данной работе на основе дислокационно-термодинамической схемы пластической деформации.

При чистовом точении образуется больший рекристаллизационный объём (см. рис. 8, зона А), чем при черновом (см. рис. 8, зона В). Это объясняется повышением температуры резания , которая определяется в основном скоростью обработки при черновом

При шлифовании больший объём рекристаллизации проявляется после чернового точения образцов, т.е. первого режима резания (см. рис. 9, зона Д).

Такое соотношение вполне закономерно, так как величина накопленной максимальной скрытой энергии в микрообъёмах после чернового точения значительно выше, чем после чистового.

Анализ эпюр тангенциальных остаточных напряжений показал, что точение на первом режиме (черновом) способствует формированию тангенциальных сжимающих напряжений, а при точении на втором режиме (чистовом) - как сжимающих, так и растягивающих.

Шлифование образцов после чернового точения способствовало формированию только сжимающих остаточных напряжений, после чистового точения - растягивающих.

После обкатывания сжимающие остаточные тангенциальные напряжения имеют максимальное значение на поверхности и плавно уменьшаются по глубине образца, не изменяя своего знака.

Коэффициент парной корреляции между теоретическими и экспериментальными данными изменялся в пределах 0,82 - 0,91, что подтверждает достоверность предложенной в данной работе теории прогнозирования остаточных технологических напряжений на основе истинного предела текучести

Анализ полученных данных показал, что величина допустимого износа инструмента по задней поверхности 11зд в зависимости от точности обработки Тк изменяется по линейному закону. Изменение Ьзд. в зависимости от заданной величины шероховатости носит более сложный характер. До значения шероховатости К2=15 мкм функция ЬзД=Д112) является степенной, но при достижении величины

мкм переходит в линейную. Таким образом, при чистовом точении значение допустимого износа инструмента с уменьшением шероховатости снижается более интенсивно, чем при черновой обработке.

Коэффициенты парной корреляции, которые соответственно равны: г„|=0,78 и говорят о хорошем совпадении теоретических и экспериментальных

данных.

Теоретические зависимости относительной величины скрытой энергии 6С, от глубины рассматриваемого микрообъёма в первой и второй зонах резания представлены на рис. 10.

>0С ЦАЦИОИЛЛкИАЯ (ИМиОТЕЗЛ

ОЭ ВЕЭ ева

Анализ представленных данных показал, что изменение величины 5е, от радиуса (глубины) рассматриваемого микрообъёма Ь, при точении образцов на обоих режимах обработки носит довольно сложный характер.

Значение 6е1 в первой зоне резания при Ур=1 м/с составило от 10 до 29% (кривая 1), при Ур=4 м/с 5„=15-27% (кривая 2). Во второй зоне при Ур=4 м/с 8Н=5,5 - 7.5% (кривая Г), при Ур=4 м/с 5е1=4,5-5% (кривая 2').

Таким образом, относительная величина скрытой энергии 8е, в первой зоне резания (перед режущей кромкой) на втором режиме (чистовом) примерно в 1,5 раза выше, чем на первом (черновом).

Значения 5 с| во второй зоне резания, зоне контакта задней поверхности инструмента с поверхностью образца, при точении на обоих режимах примерно одинаковы и в несколько раз меньше, чем в первой.

На основе вышеизложенного можно сделать вывод, что деформирование материала в процессе резания происходит в основном в первой зоне, т.е. перед режущей кромкой, а во второй осуществляется только окончательное формирование параметров качества поверхностного слоя детали за счёт пластиче-

ской деформации в процессе трения.

Если накопленную в микрообъемах упругую энергию ис| отнести к работе (мощности IV) резания W, получим её среднюю относительную величину 8е,. Величина в первой зоне при точении на первом и втором режимах составила 5-10% и 6-9%. Во второй зоне соответственно 2,4-3% и 2,6-3,1%, что примерно соответствует данным, полученным ГЛ. Епифановым и П.А. Ребиндером при сверлении, но в несколько раз меньше значений полученных для каждой конкретной зоны резания.

Такое несоответствие говорит о том, что при разработке адекватной теории процессов механической обработки механизмы пластического деформирования и разрушения материалов, а также окончательного формирования параметров качества поверхностного слоя детали необходимо описывать последовательно в каждой зоне с учетом технологической наследственности.

ч

2

10

25

20

15

5

.Рис. 10. Изменение по глубине образца И, относительной величины упругой энергии 8С1 в первой (1, 2) и второй (Г, 2') зонах резания: 1, Г - при точении Ур=1 м/с, 2,2' - при точении Ур=4 м/с

0,025 0,05 0,075 0,1 Ь„мм

В заключении отмечено, что высокий коэффициент парной корреляции говорит о хорошем совпадении теоретических и экспериментальных данных по определению параметров качества поверхностного слоя детали в процессе механической обработки.

В девятой главе на основе полученных в данной работе теоретических и экспериментальных данных предложен расчетно-аналитический метод по прогнозированию и технологическому обеспечению термодинамических и физико-механических параметров состояния (качества) поверхностного слоя детали, который состоит из двух этапов.

На первом этапе конструктор с помощью программы для ПЭВМ назначает параметры качества материала детали и выбирает наиболее эф-

фективные технологические методы их получения: вид термообработки, степень легирования и наклёпа, а также другие способы упрочнения.

Расчёт допустимых пределов изменения параметров состояния поверхностного слоя деталей осуществляется с учетом обеспечения требуемых эксплуатационных свойств по износостойкости и усталостной прочности и др. Результаты решения задачи конструктором на первом этапе являются исходными данными задачи технолога. Возможная структурная схема решения задачи технолога с помощью ПЭВМ для условий существующего производства решается на втором этапе.

Прогнозирование технологических условий обработки для каждого из выбранных методов, которые обеспечивают назначенные конструктором параметры состояния поверхностного слоя деталей, являются функцией, а искомые условия обработки - аргументом. Таким образом, стоит задача определения оптимальных значений аргументов (режимов, геометрии инструмента и др.) по заданной функции, которая решается с помощью программы для ПЭВМ. Из всех возможных технологических способов получения заданных параметров состояния поверхностного слоя детали выбирается тот, который имеет наименьшую себестоимость обработки.

ОСНОВНЫЕ ВЫВОДЫ

1. Разработку технологического процесса изготовления конкретной детали следует осуществлять в два этапа. Первый заключается в аналитическом прогнозировании необходимых термодинамических, физико-механических и геометрических параметров, т. е. параметров состояния поверхностного слоя и материала в целом. Второй этап заключается в технологическом обеспечении прогнозируемых параметров состояния, которые обеспечат заданный срок эксплуатации конкретной детали.

2. На основе комплексного подхода составлены и даны решения системы функциональных и дифференциальных уравнений, которые описывают процесс пластической деформации материалов при различных видах силового нагружения, в том числе в процессе механической обработки, учитывая при этом иерархию структурных уровней пластической деформации: вакансии (атомы), дислокации, субблоки, зерна и твердое тело (деталь).

3. Для определения твердости материала в зависимости от величины приложенного напряжения введены два дополнительных понятия: истинный предел текучести и новое - максимальный предел прочности которые показывают, при каком напряжении начинается пластическая деформации материала и при каком достигается его максимальная твердость. Разработана методика расчета этих

физико-механических параметров. На основе истинного предела текучести разработана методика расчета остаточных напряжении после различных видов механической обработки. На базе истинною предела прочности на сдвиг предложена методика определения шероховатости обработанной поверхности.

4. Обоснована и предложена методика расчёта упрочнения и разрушения металлов в процессе механической обработки на основе дислокационно-термодинамической схемы пластической деформации, базирующейся на впервые введённом понятии энергетически пульсирующих дислокаций. Эта схема показывает, как изменяется количество точечных дефектов в ядре дислокации, а следовательно, и величина накопленной упругой энергии при ее движении по плоскости скольжения. Получены зависимости для расчета в ядре дислокации величины упругой (скрытой) энергии деформации. Введение понятия энергетически пульсирующих дислокаций позволяет определять максимальную и остаточную степень деформации детали, оптимальную величину накопленной упругой энергии, а по ней оптимальную твёрдость упрочнения материала.

5. Анализ механизма формирования субмикротрещин и субблоков, микротрещин, магистральных трещин в зоне деформирования при циклическом нагру-жении и резании показывает, что субмикротрещины возникают при слиянии головных дислокаций в плоскости скольжения, когда в их ядрах упругая энергия деформации ие, достигает критической величины, равной, в сумме с тепловой составляющей энтальпии плавления Рост субмикротрещины происходит скачкообразно, что подтверждается экспериментальными данными специалисюв, работающих в этой области.

6. На основе понятия энергетически пульсирующих дислокаций получены зависимости для расчета температуры начала процесса рекристаллизации, а также температуры конца процесса рекристаллизации, которые служат в дальнейшем ограничениями при разрабогке рациональных режимов резания конкретной детали. Теоретические положения подтверждены экспериментальными данными.

7. Получены уравнения, описывающие кинетику накопления в деформируемых объемах упругой энергии и теплового эффекта пластической деформации твердых тел. Предложена методика расчета энергии активации процесса деформации в зависимости от приложенного напряжения, температуры и коэффициента перенапряжения межатомных связей. Расчеты показали, что аннигиляция дефектов при холодной деформации составляет всего 0,3-1,5%, поэтому тепловая энергия определяется по количеству разрывов и восстановлению атомных связей кристаллической решетки в ядре дислокации при ее движении по плоскости скольжения. Предложены зависимости для расчета твердости по величине накопленной упругой энергии деформации и наоборот.

8. Разработанные методики расчета параметров состояния материала обеспечивают повышение долговечности и надёжности работы деталей сельскохозяйственных машин при циклическом нагружении и абразивном трении, т.е. осуществляется первый этап разработки технологии их изготовления.

9. Разработанный расчётно-аналитический метод позволяет прогнозировать рациональные технологии для получения заданных термодинамических, физико-механических и геометрических параметров поверхностного слоя детали при точении, шлифовании и ППД, т.е. осуществлять второй этап проектирования технологии обработки конкретной детали. Расчеты показали, что при механической обра-

богке формируется первичная (основная) шероховатость, при отделении стружки о г основного металла, и вторичная (дополнительная) при трении задней поверхности инструмента о вновь образованную поверхность детали, что подтверждается экспериментальными данными.

10. Разработанная методика позволяет рассчитать допустимый износ инструмента по задней поверхности в зависимости от заданной шероховатости поверхности и точности обработки конкретной детали.

11. Предложенная методика по обеспечению параметров качества поверхностного слоя детали в процессе механической обработки позволяет максимально эффективно использовать полученные физико-механические свойства на предыдущих технологических операциях, т. е. широко применять основные положения технологической наследственности, что значительно повышает качество обработанной поверхности, коэффициент использования материала и уменьшает машинное время.

12. Использование термодинамического критерия эффективности - коэффициента полезного действия абразивной обработки позволяет провести оптимизацию режимов шлифования

13. Разработаны программы для ПЭВМ, которые используются при расчетах усталостной прочности, относительной абразивной износостойкости, а также параметров состояния поверхностного слоя деталей при различных видах механической обработки.

14. Научные разработки защищены авторским свидетельством (а.с. №922563) и внедрены на ряде заводов сельхозмашиностроения и железнодорожного транспорта.

СОДЕРЖАНИЕ ДИССЕРТАЦИИ ОПУБЛИКОВАНО В 64-х РАБОТАХ, ОСНОВНЫМИ ИЗ КОТОРЫХ ЯВЛЯЮТСЯ:

1.Коршунов ВЛ. Экспериментальные исследования взаимной связи закономерностей износа металлов с энергетическими характеристиками процесса внешнего трения / СВ. Хачатурьян, В.Я. Коршунов, В.В. Федоров // Теория трения, износа и смазки: Тез. докл. Всес.науч. конф. - Ташкент, 1975. - Часть 1. - С. 170 - 172.

2.Коршунов В.Я. Методика экспериментальных исследований энергетического баланса процесса изнашивания металлов при внешнем трении / СВ. Хачатурьян, В.Я. Коршунов, В.В. Федоров // Заводская лаборатория. - 1977.- № 7. - С 892-895.

3.Коршунов В.Я. Исследование взаимной связи износостойкости и долговечности подшипниковых материалов с энергетическими характеристиками процесса трения скольжения / В.В. Федоров, В.Я. Коршунов, СВ. Хачатурьян // Тезисы докладов 2-го международного симпозиума о посадках скольжения. - Братислава, ЧССР. - 1977. -С 123.-126.

4.Коршунов В.Я. Исследование эффективности и качества процесса шлифования металлов и правки абразивных кругов / ВЛ. Коршунов // Проблемы совершенствования управления качеством продукции в промышленности: Тез. докл. на Респуб. межотраслевой научно-производственной конф. - Ташкент, 1978. - С. 99 - 100.

5.Коршунов В.Я. Энергетический подход к оценке эффективности процесса шлифования металлов / В.В. Федоров, ВЛ. Коршунов // Оптимизация условий эксплуатации и выбора характеристик абразивного инструмента в машиностроении: Тез. док. на Всес. науч.-техн. семинаре. - Челябинск, 1978. - С. 21 - 27.

6.Коршунов ВЛ. Исследование вопросов повышения эффективности процесса шлифования и рациональных режимов правки абразивных кругов / 13.Я. Коршунов, В.В. Федоров // Прогрессивные технологические процессы в машиностроении и задачи быстрейшего внедрения их в производство: Тез. докл. на Респуб. науч.- техн. конф. -Ташкент, 1978.-С. 99-101.

7.Коршунов ВЛ. Термодинамический подход к исследованию процесса разрушения металлических сплавов при шлифовании / В.Я Коршунов, В.Н. Подураев // Теплофизика технологических процессов: Тез. докл. на пятой Всес. науч.- техн. конф.-Волгоград, 1980.-С. 176.

8.Коршунов В.Я.Термодинамический метод прогнозирования рациональных условий эксплуатации алмазно-абразивного инструмента / ВЛ Коршунов, В.Н. Поду-раев, В.В. Федоров //Изв. вузов. Машиностроение. - 1981.-№ 2 - С. 120-121.

9.А.С. № 922563 (СССР) Коршунов В.Я., Джалилов Б.С., Фазылов Я.Б., Беликов Б.С., Херсонский А.К. Абразивный инструмент. Опубл. 23.08.82. Бюлл. №31.

Ю.Коршунов В.Я.Термодинамический подход к повышению эффективности и качества обработки при шлифовании / В.Я. Коршунов // Теплофизика технологических процессов: Тез. докл. шестой Всес. конф. - Ташкент, 1984. - С 87.

11. Коршунов В Л. Энергетические принципы в оценке процесса разрушения при различных видах деформаций /ВЛ.Коршунов, В.В.Фёдоров., С.ВХачатурь-янУ/Деп. ВИНИТИ, 1985,№8006-В85.

12.Коршунов В.Я. Методика оптимизации технологических условий операции шлифования по КПД / В.Я Коршунов // Оптимизация условий эксплуатации и выбора характеристик абразивного инструмента в машиностроении: Тез. докл. на Всес. науч.-техн. семинаре. - Новгород, 1988. - С. 40 - 42.

1 З.Коршунов В Л. К явлению неравновесных фазовых переходов при разрушении металлов и сплавов/ В.В., Фёдоров, В.Я. Коршунов, Р.В.Ромашов., СВ. Хачагурян //Деп. ВИНИТИ, 1988, №8709-В88.

14.Коршунов В.Я. Методика расчета усталостной долговечности с учетом параметров качества поверхностного слоя деталей машин / В.Я. Коршунов, В.А. Подзей, Д.Л. Юдин // Повышение качества изготовления деталей и изделий в машиностроении: Материалы Всесоюз. семинара. - М.: МДНТП им. Дзержинского, 1988. - С.85 - 89.

15.Коршунов В.Я. Явление структурно-энергетической аналогии процессов механического разрушения металлов и сплавов /В.Е. Панин, В.В. Федоров, В.Я. Коршунов // Синергетика и усталостное разрушение металлов. - М., 1989. - С. 29 - 44.

1 б.Коршунов В.Я. Повышение долговечности деталей машин путем оптимизации физико-механических свойств покрытий / В.Я. Коршунов, В.А. Подзей // Сб. докл. МДНТП им. Дзержинского, 1990. - С.47 - 49.

П.Коршунов В Л. Оптимизация технологических условий абразивной обработки по КПД / ВЛ. Коршунов // Станки и инструмент. - 1990. - №5. - С. 17 - 20.

18.Коршунов ВЛ. Методика прогнозирования повышения долговечности элементов зубчатых колес технологическими методами / Д.Л. Юдин, В.Я. Коршунов, ВА Подзей // Сб. докл. МДНТП им. Дзержинского,-1991. - С. 118 - 122.

19. Коршунов В Л. Методика расчета параметров качества и надежности поверхностного слоя деталей локомотивов при механической обработке/ ВЛ Коршунов //Деп. ЦНИИТЭИ МПС, №5784-В93

20.Коршунов ВЛ. Расчет нормальной оптимальной силы при поверхностном пластическом деформировании / В Л. Коршунов // Станки и инструмент. - 1994. -№12.-С.34-35.

21. Коршунов В.Я. Расчет предела усталости металлов по величине коэффициента перенапряжения межатомных связей / ВЛ. Коршунов // Вестник машиностроения. - 1997. - №9. - С.32 - 34.

22. Коршунов В.Я. Расчёт глубины упрочнения и остаточных напряжений при поверхностном пластическом деформировании /В.Я. Коршунов // СТИН.-1998.-№12.-С. 24-27.

23. Коршунов В Л. Оптимизация процессов механической обработки по заданным параметрам поверхностного слоя детали на основе принципов синергетики // Синергетика. Самоорганизующиеся процессы в системах и технологиях: Материалы ме-ждунар. конф. - Комсомольск-на-Амуре, 1998. - С. 148 - 150.

24.Коршунов В.Я. Определение и технологическое обеспечение оптимальных параметров процесса поверхностного пластического деформирования / ВЛ Коршунов //Цеп. ВИНИТИ, 1998, №2463-В98.

25. Коршунов В.Я. Определение энергетических и физико-механических параметров поверхностного слоя детали в процессе механической обработки на основе принципов синергетики/ В.Я. Коршунов //Цеп. ВИНИТИ, 1998, №2464-В98.

26.Коршунов В.Я. Методика расчёта термодинамических параметров и энергии активации процессов пластической деформации металлических материалов/ В.Я Коршунов //Цеп. ВИНИТИ, 1998, №2465-В98.

27.Коршунов В.Я. Определение параметров упрочнения поверхностного слоя детали в процессе резания на основе принципов синергетики / В.Я. Коршунов // Изв. вузов Сев.-Кав. регион. Техн. науки.- 1999. - №1 - С. 32 - 35.

28. Коршунов ВЛ. Прогнозирование и технологическое обеспечение параметров состояния поверхностного слоя деталей па основе принципов синергетики // "ИНТЕРПАРТНЕР - 99": Сб. статей междунар. науч.-техн. Семинара. - Алушта, 1999. -С. 119-182.

29.Коршунов В.Я. Выбор материала для восстановления детали и разработка технологии упрочнения поверхностного слоя на основе принципов синергетики // Состояние и перспективы восстановления, упрочнения и изготовления деталей: Сб. материалов междунар. Науч.-практич. конф. - Москва, 1999- С.135 - 137.

30.Коршунов ВЛ. Повышение эксплуатационных свойств машин прогнозированием и технологическим обеспечением физико-механических параметров материалов на основе принципов синергетики / В.Я. Коршунов // Вестник машиностроения. -2000.~№6.-С.48-53.

31.Коршунов В.Я. Разработка технологии изготовления и восстановления деталей сельхозмашин на основе принципов синергетики / В.Я. Коршунов // Механизация и электрификация сельского хозяйства. - 2000. — № 5.- С. 42 - 44.

32.Коршунов ВЛ. Повышение усталостной прочности деталей прогнозированием и технологическим обеспечением параметров состояния материала на основе принципов синергетики / ВЛ Коршунов // Изв. вузов Сев.-Кавк. регион. Техн. науки 2000. -№3.-С.39-44.

33.Коршунов В Л. Определение энергии активации процесса пластической деформации при механической обработке металлических материалов / ВЛ. Коршунов // Изв. вузов Сев.-Кавк. регион. Техн. науки 2000,- №4. С. 43 - 45.

34.Коршунов ВЛ. Обеспечение заданных параметров качества поверхностного слоя детали по КПД абразивной обработки / В Л. Коршунов // Изв. вузов. Сев.-Кав. регион. Техн. науки.-2001.-№2-С 27-28.

35.Коршунов В Л Прогнозирование физико-механических параметров поверхностного слоя детали в процессе шлифования на основе принципов синергетики/

ВЛ. Коршунов // Процессы абразивной обработки. Абразивные инструменты и материалы: Сб. статей междунар. науч.-техн. конф.-Волжский, 2001.- С. 255 - 257.

36.Коршунов В.Я. Расчет допустимого износа инструмента по заданным физико-механическим и геометрическим параметрам поверхностного слоя обрабатываемой детали / В.Я. Коршунов // Изв. вузов Сев.-Кав. регион. Техн. науки. - 2001. - №1. — С. 48-50.

37.Коршунов ВЛ. Повышение точности и производительности механической обработки за счёт оптимизации глубины резания // Инновации в машиностроении: Сб. статей II Всероссийской науч.-практич. конф. — Пенза, 2002.— С. 108 - 110.

38.Коршунов В.Я. Прогнозирование на основе синергетики прочности и разрушения твёрдых тел в процессе пластической деформации // Инновации в машино-строении:Сб. статей II Всероссийской науч.-практич.Конф.- Пенза, 2002.- С.117 - 120.

39.Коршунов ВЛ. Повышение надёжности деталей сельскохозяйственных машин прогнозированием физико-механических свойств материала / ВЛ. Коршунов // Изв. вузов Сев.-Кавк. регион. Техн. науки. Приложение №1.2004.- С. 71 — 78.

ЛР 65-13 от 15.02.99. Подписано в печать 19.07 .04. Формат 60х84/16.Уч.-изд.л. 2,2. Тираж 100 экз. Заказ № 383

Редакционно-издательский отдел ФГОУ ВПО АЧГАА 347740 Зерноград, ул. Советская, 15.

* 166 в*