автореферат диссертации по машиностроению и машиноведению, 05.02.08, диссертация на тему:Технологическое обеспечение точности формы тонкостенных деталей при плоском торцовом планетарном шлифовании

На правах рукописи

ЗУБАИРОВА ЛЯЛЯ ХАНАФОВНА

ТЕХНОЛОГИЧЕСКОЕ ОБЕСПЕЧЕНИЕ ТОЧНОСТИ ФОРМЫ ТОНКОСТЕННЫХ ДЕТАЛЕЙ ПРИ ПЛОСКОМ ТОРЦОВОМ ПЛАНЕТАРНОМ ШЛИФОВАНИИ

05.02.08 - Технология машиностроения

Автореферат

диссертации на соискание ученой степени кандидата технических наук

005559256

Пермь-2014

005559256

Работа выполнена в ФГБОУ ВПО «Пермский национальный исследовательский политехнический университет».

Научный руководитель

доктор технических наук, профессор Свирщев Валентин Иванович

Официальные оппоненты:

Репко Александр Валентинович, профессор, доктор технических наук, профессор кафедры «Технология машиностроения и приборостроения» Боткинского филиала ФГБОУ ВПО «Ижевский государственный технический университет»

Кропоткина Елена Юрьевна, доцент, доктор технических наук, профессор кафедры «Высокоэффективные технологии обработки» ФГБОУ ВПО «Московский государственный технологический университет «Станкин»»

Ведущая организация ОАО «Пермский моторный завод» (г. Пермь)

Защита состоится «19» декабря 2014 года в 15 часов на заседании диссертационного совета Д 212.188.06 на базе ФГБОУ ВПО «Пермский национальный исследовательский политехнический университет» по адресу: 614990, г, Пермь, Комсомольский проспект, 29, ауд. 345.

С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке и на сайте ФГБОУ ВПО «Пермский национальный исследовательский политехнический университет» (http://pstu.ru).

Автореферат разослан «20» октября 2014 г.

Ученый секретарь диссертационного совета

кандидат технических наук, доцент

Общая характеристика работы

Актуальность темы. Работоспособность и надежность деталей являются одним из главных условий эффективной работы машины. И хотя причины отказов машин различны, многие из них выходят их строя в связи с разрушениями и потерей геометрических параметров. Разрушение деталей в большинстве случаев начинается с поверхности и зависит от состояния поверхности и поверхностного слоя. Качество поверхности и детали в целом определяются оптимальными условиями обработки в процессе выполнения практически всех технологических операций. В первую очередь это относится к чистовым и отделочным методам обработки, одним из которых является шлифование.

Анализ литературных данных показывает, что в настоящее время одним из главных критериев, по которому судят о состоянии поверхностного слоя при шлифовании, считается величина температуры, возникающей в зоне резания. Высокие температуры вызывают образование на шлифованных поверхностях прижогов, микротрещин, а в поверхностном слое детали - структурных превращений и значительных технологических остаточных напряжений.

При плоском торцовом шлифовании вероятность образования шлифовочных дефектов наибольшая. А шлифование тонкостенных деталей, которое сопровождается еще более высокими температурами, чем шлифование массивных деталей, в большей степени вызывает изменения исходного состояния поверхностного слоя и коробление деталей. Совершенствование плоского торцового шлифования также идет по пути снижения теплонапряженности процесса резания. Это - совершенствование характеристик абразивного инструмента, применение смазочно-охлаждающих технологических средств, импрегнаторов, применение прерывистого и реверсивного шлифования.

Более эффективным, объединяющим все названные направления, совершенствованием плоского торцового шлифования является применение схемы плоского торцового планетарного шлифования (ПТПШ), которая позволяет комплексно реализовать прерывистое шлифование, резание разными гранями абразивного зерна, реверсивное шлифование. Имеющиеся немногочисленные опубликованные результаты работ по обеспечению требуемых показателей качества и точности при ПТПШ являются базой для дальнейшего развития исследований в этом направлении. В связи с этим повышение эффективности ПТПШ на основе прогнозирования и технологического обеспечения требуемых геометрических показателей качества (точности формы) тонкостенных деталей

является актуальной задачей.

Цель работы - исследование технологических возможностей процесса плоского торцового планетарного шлифования применительно к обработке тонкостенных деталей, к которым предъявляются наиболее жесткие требования по точности формы и физико-механическим показателям качества рабочих

поверхностностей.

Для достижения поставленной цели решены следующие задачи:

1. определение показателей точности и качества деталей, относящихся к

классу тонкостенных;

2. исследование теплонапряженности процесса ПТПШ тонкостенных деталей;

3. определение величины суммарных остаточных напряжений от силового и температурного факторов в зоне резания при ПТПШ;

4. определение погрешности формы тонкостенных деталей от технологических остаточных напряжений;

5. разработка методики выбора управляющих параметров режима ПТПШ, обеспечивающих требуемую точность формы тонкостенных деталей.

Научная новизна работы представлена совокупностью полученных научных результатов в области решения проблемы технологического обеспечения требуемого качества поверхностного слоя и точности формы тонкостенных деталей при ПТПШ, а именно:

• математические модели для описания остаточных напряжений от силового и температурного факторов при ПТПШ тонкостенных деталей;

• математическая модель для описания прогиба тонких пластин от технологических остаточных напряжений;

• методика выбора управляемых параметров режима ПТПШ, обеспечивающих получение деталей с требуемыми отклонениями точности формы.

Методы исследований. Теоретические исследования проводились на основе теории шлифования, теплофизики процесса резания, теории упругопластического деформирования материалов, теории математического моделирования с широким использованием современных численно-аналитических методов аппарата математического анализа.

Экспериментальные исследования проводились на основе стандартных методик в лабораторных и производственных условиях на современном оборудовании с применением методов математической статистики. Исследования проводились с использованием современной, аттестованной контрольно-измерительной аппаратуры. При аналитических исследованиях, расчетах, обработке экспериментальных данных использовался персональный компьютер.

Практическая значимость.

1. Разработана методика определения сочетания управляемых параметров режима ПТПШ, обеспечивающих требуемые геометрические показатели отклонения формы (прогиба) тонких пластин.

2. Разработаны номограммы для определения сочетания управляемых параметров режима обработки - скорости детали и глубины шлифования по входным данным - характеристикам геометрических параметров пластин, обрабатываемого материала и шлифовальных кругов. Эти параметры режима шлифования являются нормативными руководящими материалами для технологов при разработке операций ПТПШ.

3. Разработана программа для расчета сочетания управляемых параметров режима ПТПШ в среде математического пакета МаЙ1сас1.

Реализация результатов работы. Результаты работы приняты к использованию для разработки операций ПТПШ тонкостенных пластин образцов-свидетелей, используемых для контроля степени упрочнения при упрочняющей обработке деталей ГТД.

Апробация работы. Исследования, результаты которых изложены в диссертации, проводились в рамках научно-исследовательских работ. Основные положения диссертации обсуждались в 2010 - 2014 г.г. на международных,

республиканских конференциях и семинарах (Киев-0десса-2013, Донецк-2013, Самара-2013).

В полном объеме диссертация заслушана и одобрена на заседании кафедры «Инновационные технологии машиностроения» Пермского национального исследовательского политехнического университета в 2014 г.

Публикации. По материалам диссертационной работы опубликовано 10 печатных работ, в том числе 4 работы в изданиях по списку ВАК.

Структура и объем работы. Работа состоит из введения, пяти глав, основных выводов, списка литературы и приложений. Общий объем работы содержит 167 страниц, в том числе 145 страниц машинописного текста, 59 рисунков, 22 таблицы, 122 наименования литературных источников.

Основное содержание работы

Во введении обоснована актуальность темы работы, показана научная новизна и практическая значимость полученных результатов, изложена краткая характеристика работы, приведены сведения об апробации и реализации основных положений диссертации.

В первой главе приводится анализ современного состояния проблемы обеспечения показателей качества поверхности при плоском торцовом шлифовании (ПТШ) и формулирование задач, решение которых необходимо для достижения поставленной цели работы.

Большой вклад в решение задач технологического обеспечения качества поверхности деталей при ПТШ внесли отечественные ученые, среди которых следует отметить работы Ящерицына П.И., Маталина A.A., Подзея A.B., Безъязычного В.Ф., Суслова А.Г., Бишутина С.Г. Одной из основных проблем обеспечения требуемой точности формы плоских поверхностей при ПТШ является формирование в поверхностном слое деталей остаточных напряжений, обусловленных высокой теплонапряженностью процесса в зоне резания. Особую актуальность приобретает отмеченная проблема при ПТШ деталей, относящихся к классу тонкостенных, которые после обработки получают коробление в виде отклонений от плоскостности и прямолинейности.

Кинематико-технологический анализ особенностей процессов ПТШ, осуществляемых без применения смазочно-охлаждающих технологических сред, показывает, что они характеризуются высокой теплонапряженностью процесса резания вследствие: большой длины и площади контакта круга с деталью, плохих условий теплоотвода и удаления отходов шлифования. Существенное снижение теплонапряженности и повышение производительности при шлифовании плоских поверхностей обеспечивает применение планетарной схемы ПТШ, которая одновременно реализует следующие перспективные пути совершенствования и интенсификации процесса: кинематическое обеспечение соизмеримости скоростей абразивного резания и детали; снижения доли тепла, отводимого в деталь; обеспечение прерывистости шлифования; обеспечение работы круга в режиме самозатачивания; шлифование со знакопеременными деформациями сдвига в поверхностном слое детали.

Анализ литературы показал, что ПТПШ малоизученно как теоретически, так и экспериментально.

Первые системные исследования ПТПШ выполнены Степановым Ю.Н. Им разработаны конструкции планетарных шлифовальных головок, позволяющие использовать стандартные шлифовальные круги чашечной формы, проанализирована кинематика ПТПШ, получены аналитические выражения для определения геометрических параметров: траектории движения абразивных зерен, длины, ширины и площади зоны контакта круга с деталью. Дальнейшие исследования процесса ПТПШ проведены Подборновым И. В., им установлены технологические условия обеспечения требуемых показателей качества поверхностного слоя по шероховатости и глубине структурных превращений материала, получено аналитическое выражение для определения силы резания при ПТПШ (рис.1):

к пер

V2+V

пер

2 + К2+2К о

V

к v пер

2+F2_2F а о

(íJ + ¿ + Ojjb

42

и+ 1,5

(1)

л+ 0,5 8 г

а + Ь

2а( (а + ¿ + íij)

Е(Лу

% Д Yr i = о

где ± соответствует положениям круга выше и ниже оси z; HV — твердость обрабатываемого материала по Виккерсу; АВ и АК-соответственно длина и ширина контакта; tu,, -скорость вращения планетарной головки; VK - скорость абразивного резания; К„е/,-переносная скорость (скорость перемещения круга относительно детали); t -глубина резания; п=1...2.5, (п-1,5 для кругов из электрокорунда на керамической связке); коэффициенты: Кв - формы вершины абразивного зерна, K¿ - учитывающий объемное строение шлифовального круга, Ks = KnKckK3, К„ - поверхностной пористости круга, Кск -структуры круга, К, -учитывающий форму вершины зерна и его ориентацию после правки; dz - размер зерна; а, Ь - соответственно радиусы делительной окружности подвижного и неподвижного колес планетарной головки; a¡ - радиус

, , eos(п + у) (l + sin у)

шлифовального круга; —cos^ (зС05( + ) 2 —)' тРенпя скольже-

ния, у - передний угол абразивного зерна; A¡K- ширина единичного резца.

В результате экспериментальных исследований ПТПШ в сравнении с торцовым шлифованием сплошными и прерывистыми кругами установлено, что среднеконтактная температура в зоне резания снижается в 2,5 - 4 раза по

Рис. 1. Схема для определения силы резания при ПТГШ!

сравнению со сплошным и 1,8 — 2,3 раза по сравнению с прерывистым шлифованием.

Однако, несмотря на специфические особенности и преимущества процесса ПТПШ по сравнению с традиционными методами шлифования плоских поверхностей в литературе полностью отсутствуют исследования по прогнозированию и технологическому обеспечению точности формы тонкостенных деталей, шлифованных методом ПТПШ. Это не позволяет обоснованно управлять качеством поверхностного слоя при реализации этого процесса из-за отсутствия руководящих материалов по назначению управляемых параметров режима ПТПШ при проектировании этих операций.

В заключении первой главы на основании анализа состояния проблемы и выбранного направления исследований сформулированы цель работы и задачи исследований.

Во второй главе проведено теоретическое исследование теплонапряженности процесса ПТПШ тонкостенных деталей.

Задача аналитического описания теплонапряженного состояния полубесконечного тела при круглом и плоском шлифовании детали решена Сипайловым В.А. В данной работе решение этой задачи рассмотрено для ПТПШ при следующей постановке тепловой задачи: по поверхности неограниченной

пластины толщиной с1, теплофизические характеристики которого Л, с, со '

скоростью Уп в положительном направлении оси г движется двухмерный источник тепла шириной 2И = А'А" и длиной АТС", плотность теплового потока которого равномерно распределена по площадке контакта А'К'К'А" (рис.2). Требуется найти квазистационарное распределение температуры в поверхностном слое пластины из решения дифференциального уравнения

дТ

8т

6Т 5 Т дТ

дх2 + 5уг + &г

при следующих начальных и граничных условиях:

5Г|

т,. О =20,

х=±*> 2"±=0

ёу

\ак' 1

I 2

дТ

АК 2

где Т -температура; т-время; а-коэффициент температуропроводности; Л-коэффициент теплопроводности, д-плотность теплового потока, поступающего в пластину.

Решение этой задачи целесообразно выполнить применением метода источников, используемого для полубесконечного тела, дополнив его .методом отражений. Сущность метода отражений состоит в том, что для удовлетворения

„ т, ' ' условия адиабатичности на плоскостях

Рис. 2. Расчетная схема для определения У адиаи

контактной температуры при ПТПШ пластины необходимо строить в этих

плоскостях отраженные источники, как в зеркале (рис.3). Решением поставленной задачи будет сумма температурных полей от основного и всех отраженных источников, представляющая бесконечный ряд:

г(2)

=52, н = ¿ = й = & -безразмерная

Л- 2а ' 2о

толщина пластины; /(Го-интегральное представление модифицированной функции Бесселя

ру

второго рода нулевого порядка; д = до0, д„= ,

где у

2 а

2а

4а

0 л

V///// Л "

V

Рис. 3. Схема построения отраженных источников

БАвк - площадь зоны контакта круга и детали, Рг -тангенциальная сила резания, ^-скорость абразивного резания, /? - коэффициент тепловвода в деталь; и—количество отраженных источников.

Анализ решения (2) удобнее проводить в безразмерном виде, представив его в виде известного решения для полубесконечного тела,

умноженного на функцию, характеризующую ограниченность теплопроводящего пространства. Обозначим множитель, характеризующий влияние толщины

пластины на температуру поверхности при Г= 0 через —--

При ПТПШ основная доля тепла, выделенного в зоне шлифования, уносится в стружку в отличие от обычного плоского торцового шлифования. Это объясняется тем, переносная скорость Утр при обычном и планетарном торцовом шлифовании имеет разные значения. При обычном торцовом шлифовании-скорость продольной подачи детали а при планетарном - результирующая скорость продольной подачи детали и движения круга планетарной головки

I

относительно детали Уп (рис.2).

Определяющими параметрами, по которым можно судить, к какому классу следует отнести данную пластину, являются безразмерная толщина пластины £> и безразмерная полуширина источника тепла Н. Значения £> и Н зависят от переносной скорости К„': при ПТПШ пластины из стали ЗОХГСА толщиной ск= 1 мм, а=7,0-10"6м7с; >.=35,98Вт/м°С; ^=0,17м/с, й=3,73 мм, Гп'=11,58 м/с, £>=827,61 и//=3090,74; при обычном шлифовании У„ '= Ка=0,17м/с, £>=12,14 и#=45,35.

При известных значениях Н численным методом определены критические значения толщины пластины Вк, при которых М(0,ДО=15 т.е. начиная с какой безразмерной толщины пластина может быть отнесена к полубесконечному телу: Д?= 3,098//)'47. Условие приравнивания пластины к полубесконечному телу будет следующим: П>3.098Д0, .' Для значения Я=3090,74 критическая безразмерная толщина пластины Ц^! 72,34, что соответствует толщине пластины с?=0,21 мм. Все пластины из стали ЗОХГСА толщиной более 0,21 мм при ПТПШ могут рассматриваться как полубесконечное тело.

Третья глава посвящена аналитическому описанию формирования остаточных напряжений от силового и температурного факторов при I и I нТТ тонкостенных деталей. На основе теоремы о разгрузке в теле остаются деформации и напряжения, равные разностям их значений в истинном пластическом и фиктивном упругом состояниях.

Порядок аналитического описания состоит в следующем:

1. определятся напряженное состояние детали под действием силы резания. Определяются фиктивные упругие напряжения;

2. определяются температурные деформации. По уравнениям связи напряжений и деформаций определяются температурные напряжения;

3. решается обратная задача - по известным температурным напряжениям определяется фиктивная сила, которая вызвала бы данные напряжения. Определяется суммарная сила сложением силы резания и фиктивной температурной силы;

4. определяются истинные напряжения в конце нагружения и фиктивные упругие напряжения от действия суммарной силы. Рассчитываются остаточные напряжения как разность истинных и фиктивных упругих напряжений согласно теореме о разгрузке.

Математическая модель напряженного состояния детали строится исходя из условий равновесия элемента детали (рис.4), неразрывности деформаций и связи интенсивности напряжения ст( и деформации е\ в виде = те" степенного упрочненя, где т и «-коэффициенты, зависящие от обрабатываемого материала.

Из уравнения равновесия следует, что величина гаг=г<г, есть функция только угла в (г — расстояние до элемента детали, в - угол действия силы резания). Интенсивность напряжения и радиальная компонента напряжения а, могут быть представлены как произведение некоторой функции g"{в) на 1/г, или с. = сг, = ■£-g"(в), которую необходимо определить из решения

дифференциального уравнения

при следующих граничных условиях:

2п - 1

йв'

8(в) = О

(3)

0; < 0= 0. Интенсивность и

компоненты деформаций определяются с учетом степенного упрочнения

материала детали в виде

(4)

Рис. 4. Линейная сила на поверхности детали (а), силы резания и напряжения в плоскости гОу (б)

Решение (3) имеет следующий вид:

§(<?) = С, X

1 + С,(

в + С, I и >0,5;

п = 0,5; (5)

+ п < 0,5.

Определяем постоянные С\ и С2: С2 - задаваясь определенными значениями коэффициента

шлифования /щ = Рг/Ру (/ш = 0,2; 0,3; 0,42,0,5) численным методом; С\ - из уравнения равновесия, получаем выражение для аг,ау и а/.

о\ = о- =-С,——с/г "(С}в + С,), o-j, = с,cos*0 , cr! = er,sin20, rb,„

(6)

где — ширина зоны контакта. Зависимость постоянных С/, С? и Сз от показателя степени п\

С,=1/ )ch'

1 -Л-2л,

0 + С,

С3 = 0,66^,

С,

Vl-2n

Проекция тангенциальной составляющей силы резания Рг на направление координаты г имеет максимальное значение при разных значениях угла поворота водила планетарной головки <р относительно оси 2 (см. рис.1). Для диапазона скоростей 0,17...0,25 м/с этот угол <р0 имеет значения -41°—43°. Обозначив максимальное значение проекции силы через Ргтшл ДОЯ закаленной и отпущенной стали 30ХГСА (и=0,09, м=1707) по (6) получаем:

= ст, = -0,669^f2-cA00'(l 0,1(9 +3,36). rb

(7)

Линии равных интенсивностей напряжений аг=/(г,в), которые определяются при аг=соШ, представлены на рис 5. Результат расчета по выражению (7) показывает, что в поверхностном слое детали под действием силы резания при ПТПШ возникают напряжения сжатия.

Для определения компонентов напряжений и деформаций фиктивного состояния упругого равновесия, которое обозначим индексом «е», воспользуемся зависимостями (4) и (5) при и=1 (и>0,5):

С2 = -arctg-

С, =-

2 Р7г

•SO -60 -40 -20 0 20 40 60 SO ¡.ьки

После подстановок и преобразований получаем выражение для определения фиктивных упругих напряжений:

лгЬ„,

2 Р„

cos б + sin О

0 Ог=-\ЮОМПа, РГщах 3119,72 Н щв Р

V. MK5I 4**сТг=-П00МПа,?Гтт:=5-ЗЛ,Н 3

у„ах -радиальная

(8)

составляющая силы резания, р = р If

Zmах '

Рис. 5. Линии равных напряжений при ПТПШ: материал 30ХГСА; круги 24АР25Ь7У

Для определения температурных напряжений связь интенсивностей напряжения и деформации при нагреве можно представить так же, как и от внешней силовой нагрузки:

\Ееи, с„ <£у; [те,,,

где Е - модуль упругости; ег;, и е/( - интенсивности температурного напряжения и деформации, г?- - деформация, соответствующая пределу текучести.

(9)

Относительное изменение объема, равное Зе, состоит из упругой объемной деформации и объемной деформации за счет изменения температуры:

е =—+а0(Т-Т0), где с - среднеарифметическое значение деформации, а0 -3 к

коэффициент линейного расширения материала. В случае, когда объемными упругими деформациями можно пренебречь (К = со) и начальная температура

7о=0, в - а0Т. Сумма деформаций ех, Еу, ег может быть приравнена Зе, т.е. ех +еу+ ег=3е=3а0Т. При схеме закрепления, когда ех = е, = 0, еу = Зв = 3а0Т. Интенсивность деформации выражается через главные деформации в виде

^ = - ^ + (*, ^ +~^ = |К1 = 2«„7\

При значениях безразмерной полуширины источника //>10 (при ПТПШ #>3000) можно считать, что максимальная температура находится на задней

кромке источника при 2= -Н: Т = =

Распределение температуры по у можно рассчитать по выражению

т=т

\-ег/(

Ж)

Тогда

2 -[ай

максимальная

, где Г-температура поверхности, ег/-функция ошибок.

температурной деформации , температурное напряжение по (9):

интенсивность

= Ее, = Е

%даа0

тлу:

8 qaaa

я-ДК'

■Ш

Е, >:Ет

Приравнивая эти напряжения напряжениям от силового фактора (6) и (8), определяется фиктивная температурная сила в упругом и упруго-пластическом

состояниях:

р;=-

Р, =

2^— соз^ + Бтб

С,сА°'м(С16' + С1)

е,> ет.

(10)

При нагружении вплоть до момента начала разгрузки знаки у напряжении отрицательные, т.е. имеют место сжимающие напряжения. При расчете остаточных напряжений необходимо учитывать оба фактора: силовой и температурный. Для этой цели определяется суммарная фиктивная сила резания как сумма расчетной силы резания по (1) и фиктивной силы от температуры по (10) в зависимости от того, являются ли деформации термоупругими или нет:

Суммарные декартовые компоненты пластических и фиктивных упругих напряжений от силы резания и температуры определятся по аналогии с (6) и (8), а остаточные напряжения - их разностью. Анализ результатов расчета показывает, что максимумы ау и ст'у соответствуют различным значениям угла в (во и в\),

Ргт ~ ^гтах + % >

которые определяются по максимумам компонент напряжений в пластической и упругой зоне: в0~- 0,674 п +0.482, в, ~ 0,14 1п(/ш) + 0,268. Учитывая сказанное, остаточные напряжения на глубине у:

ауос„ у

-С,|з-с/ЛО9(Сз0о +C2)cos3 6>0 ~coseI + siné?, ¡cos3^,

1

А l/ш

U

- С, ^+ C2 )sin2 0O eos

o», лЬш

-COS0¡ + sin0, Isin é?, cosí?,

= 0

<7 < (7 , .

a>aT,

(И)

На рис.6 приведены результаты расчета остаточных напряжений по (11) для условий шлифования: материал сталь 30ХГСА, закаленная и отпущенная при температуре 500 °С (НЕ1С=47) при глубине у= 8 мкм (рис.6, а) и остаточные напряжения в зависимости от_у и Уд (рис.6, б).

ня- »0 - "X

0 -ы яо- -ч щ и*"** d- й.

ООО - 300 - -f N f

ТОО- ЯР —.....- Г ч ч У t— t \

-2 -1S -I -CJ

о -200 -400 ■600 •600 -1000 -1200

0,00 0.02 0.04 0,0S 0,00 0,10

yoím "lee*

Н/мм2

-ve=0,05u/c - va-o, 25 м/с

-\/д-0,Пи/с

а б

Рис.6. Суммарные напряжения на глубине ^=8 мкм при ^=0,17 м/с (а), зависимости суммарных декартовых компонент остаточных напряжений от силы резания и от температуры от глубины у (б). Материал: сталь ЗОХГСА, п=0,09; Г=0,04 мм, /ш=0,42; круг 24АР25Ь7У

В четвертой главе рассматривается аналитическое описание отклонения формы при ПТПШ тонких пластин.

Зависимость деформации еу для показателя степени упрочнения п<0,5 определяется по (4) подстановкой ¿(0) из (5):

£У=~2гП"Х \—п— 2

eos\в). dv

Еу определяется через перемещение v как sy = —, и dv = sydy. Перемещение v можно определить интегрированием dv noy: После интегрирования получим

2 ^ « 2J ,

После снятия детали с приспособления остаточные напряжения приводят пластину к деформации подобно тому, как пластина деформируется при внешнем

нагружении. Для исследования возникающих деформаций пластины необходимо определить эквивалентное остаточным напряжениям внешнее усилие р, развивающее аналогичную деформацию (рис. 7). Принимаем, что напряжения на глубине менее и равноуаТ равны пределу текучести (рг~ат)• Глубина д>аг зависит от приложенной силы резания, и ее можно определить численным методом как У&г =0,001

По принятой модели напряжения и усилие р распределено равномерно, направлено в положительном направлении оси у - действует как растягивающее усилие. Таким образом, для определения р выражение (11) необходимо интегрировать по у от Уат до с1 -и прибавить напряжения, равные ат и распространенные по глубине от 0,002 мм до уаТ: Величина 0,002 мм принята равной микрогеометрии граничной поверхности. После интегрирования

</ 1 Р= Í аг^У = / ~

-С.^-сА^ОД + Сз)cos'0o +-^[~cos0, +s¡n0, |cos3<?,

<Ъ> + <гт(У,т-0.002).

Рис.7. Прямоугольная пластина с равномерно распределенной нагрузкой р

поверхности

Определение прогиба пластины от воздействия остаточных напряжений выполнены без учета фактора времени - остаточные напряжения приведены к эквивалентному усилию, действовавшему на шарнирно-закрепленную пластину после шлифования и снятия с приспособления. Деформации пластины определяются построением и решением разрешающего уравнения— уравнения изогнутой

d*v 28'у dxA dx28z2

д\ р Ed'

Sz' ' J' 12(1 -м2)'

(12)

где J- жесткость пластины при изгибе. Для решения уравнения и определения у по координате у используем метод Б.Г. Галеркина. Решением (12) является

16 Ра'Ь'_(13)

выражение

Рис. 8. Зависимость прогиба в центре опертой прямоугольной пластины от скорости Уд< <=0,03 мм

. 7Т2 . ПХ

rsm —sin — • а. ол

Определим прогиб в

геометрическом центре пластины (длина ап=16 мм, ширина ¿„=19 мм, толщина £Í=1,3; 2; 3 мм), глубина резания í=0,03mm. Так как остаточные напряжения и усилие р возрастают с увеличением скорости детали V¿, прогиб также имеет аналогичную зависимость - возрастает с увеличением Vá (рис.8).

В пятой главе проанализированы технологические возможности обеспечения характеристик качества поверхностного слоя и точности формы (прогиба) при ПТПН1 тонкостенных деталей.

Экспериментальные исследования преследовали цель проверки и подтверждения полученных теоретических результатов по прогнозированию остаточных напряжений и прогиба пластин после ПТПИ1.

Экспериментальные исследования в лабораторных условиях и на производстве проводились на плоскошлифовальном станке модели ЗГ71.

При проведении экспериментов использовались шлифовальные круги чашечной формы типов 11 50x25x13, 6 50x25x13 следующих характеристик: 24А F(25...40) L7V. Исследования проводились на термообработанных (закалка, отпуск) образцах из инструментальной стали Р18.

Постановка и результаты исследований оценивались в соответствии с законами теории эксперимента и обрабатывались с использованием методов математической статистики.

Оценка эффективности процесса ПТПШ проводилась по величине и характере распределения остаточных напряжений и прогибу пластин. Результаты экспериментальных исследований подтвердили достоверность полученных расчетных зависимостей с относительной погрешностью: по остаточным напряжениям 10-15 %, прогибу 12- 15 %.

Результаты выполненного исследования определяют возможность технологического управления точностью формы тонких пластин при их изготовлении за счет рационального назначения для каждого конкретного случая параметров режима обработки. Полученная нами функциональная зависимость для прогнозирования прогиба пластины (13) формирует техническое ограничение на условие шлифования в виде

У{НУ,ОТ,КЕ,К„УЛ,№У\, (14)

где ^-показатель жесткости пластины, Кк -коэффициент шлифовального круга, [v] - допустимый прогиб пластины. Управляемыми параметрами режима ПТПШ являются Vd, t. С учетом этого техническое ограничение (14), зависящие от управляемых параметров режима шлифования, примет вид v(Fd,t)<[v]. Алгоритм определения сочетания параметров режима шлифования представлен в виде следующей блок-схемы (рис.9).

Практически установить требуемые параметры режима шлифования можно по предварительно разработанным номограммам. В выражении (14) пять исходных переменных, и для построения номограммы потребуются четыре квадранта и две вспомогательных переменных (рис. 10). Функциональные зависимости, подлежащие графическому представлению на номограмме, будут следующие:

P^<2,536-[v]-K£, j<P'JKt, fiJf{HV- 1,04-Ю"), / <4,41-7^-.

Vd' 'sini?o

Вспомогательные переменные - j и/, их значения в номограмме не приведены.

Последовательность определения параметров режима ПТПШ показана на номограмме стрелками. Задавшись допустимым прогибом пластины из стали

30ХГСА ([v]= 0,1 мм) при KE=KpabKpEKdKPznKP2dKP!ya=l,S и при значении

коэффициента шлифовального круга Кк= 1 определяем значение переменной j . В следующем квадранте для HV= 4,71- 109 Па определяем значение /.Далее по значениям / и скорости детали Và =0,05 м/с получаем значение глубины шлифования t = 0,036 мм. Эти параметры режима обработки могут являться нормативными руководящими материалами в практической работе технолога при проектировании операций ПТПШ.

Результаты выполненных исследований были приняты к использованию при разработке технологических операций ПТПШ на ОАО «ПМЗ» при изготовлении тонких пластин образцов-свидетелей для контроля остаточных напряжений при упрочняющей обработке деталей ГТД.

В приложении приведены результаты статистической обработки экспериментальных исследований деформации тонких пластин из стали Р18; коэффициенты пористости и структуры стандартных шлифовальных кругов; программа определения сочетания параметров режима ПТПШ, обеспечивающих

Рис. 9. Алгоритм определения сочетания параметров режима ПТПШ

Основные выводы

На основании проведенного комплекса исследований осуществлено теоретическое и практическое решение актуальной, имеющей важное народнохозяйственное значение, научно-технической проблемы обеспечения точности формы тонкостенных деталей при плоском торцовом планетарном шлифовании (ПТПШ). Основные выводы по работе сводятся к следующему:

1. На основе моделирования теплонапряженности в зоне резания при ПТПШ тонких пластин получены аналитические выражения для ее описания в зависимости от сочетания управляемых параметров режима ПТПШ. Анализ полученного решения позволил получить расчетное выражение для предельной толщины пластины (с!> 0,21 мм, для закаленных и отпущенных углеродистых и легированных сталей), при превышении которой тонкие пластины могут быть отнесены к полубесконечным телам.

2. При принятой связи напряжения и деформаций с упрочнением материала при шлифовании в виде степенной зависимости получено аналитическое описание напряженного состояния пластин от действия силового фактора (силы резания) в упругом и упруго-пластическом состояниях. При этом силовой фактор складывается из силы резания и добавочной фиктивной силы, учитывающей неравномерный нагрев поверхностных слоев пластины. На основе теоремы о разгрузке остаточные напряжения определялись как разность напряжений в истинном пластическом и фиктивном упругом состояниях.

3. Установлено, что пластины из закаленной стали после ПТПШ испытывают деформацию сжатия при скорости детали ^=0,25 м/с и глубине шлифования /=0,04 мм. При понижении скорости детали (Уд<0,17 м/с) и глубины шлифования (/<0,04 мм) сжатие на глубинах больше 3 мкм не наблюдается

4. Из решения разрешающего уравнения по методу Галеркина Б.Г. рассчитан прогиб в геометрическом центре опертой по краям пластины от эквивалентного остаточным напряжениям внешнего усилия, равнораспределенного по поверхности пластины. Установлено, что для пластин толщиной с/=1,3...3 мм при возрастании эквивалентного усилия с увеличением параметров режима ПТПШ прогиб также увеличивается.

5. Разработана методика и проведены экспериментальные исследования технологических остаточных напряжений и прогиба тонких пластин, обработанных методом ПТПШ. Результаты исследований подтвердили достоверность полученных аналитических выражений с относительной погрешностью 10 - 15% по остаточным напряжениям, 12- 15 % по величине прогиба.

6. Разработана методика определения сочетания управляемых параметров режима ПТПШ, обеспечивающих требуемые геометрические показатели отклонения формы (прогиба) тонких пластин.

7. Разработаны номограммы для определения сочетания управляемых параметров режима обработки - скорости детали и глубины шлифования по входным данным: характеристикам пластины, её материала и шлифовальных кругов. Эти параметры режима шлифования являются нормативными руководящими материалами для технологов при разработке операции плоского торцового планетарного шлифования.

8. Разработана программа для расчета сочетания управляемых параметров режима плоского торцового планетарного шлифования тонких пластин в среде математического пакета Mathcad. Практическая реализация результатов исследования осуществлена принятыми к использованию рекомендациями по параметрам режима ПТПШ тонких пластин образцов-свидетелей, используемых для контроля степени упрочнения при упрочняющей обработке деталей.

Основные положения диссертации опубликованы в следующих работах:

1. Зубаирова JI.X., Свирщев В.И., Подборнов И.В. Оптимизация параметров режима плоского торцового планетарного шлифования // Вестник ПГТУ Машиностроение, материаловедение.-2010.-Т.12.- № 3. 2010. - С.110-114.

2. Зубаирова Л.Х., Свирщев В.И., Подборнов И.В. Тепловой баланс при плоском торцовом планетарном шлифовании // Вестник Ижевского государственного технического университета-2011.- №1 (49). - С.11-13. (перечень ВАК)

3. Зубаирова JI.X., Свирщев В.И. Аналитическое описание теплонапряженности процесса плоского торцового планетарного шлифования тонких пластин // Сб. трудов XX МНТК «Машиностроение и техносфера XXI века». Донецк, 2013.-Т.З.-С. 13-16.

4. Зубаирова JI.X., Свирщев В.И. Аналитическое описание напряженного состояния детали при плоском торцовом планетарном шлифовании // Материалы НТК «Новые и нетрадиционные технологии в ресурсо и энергосбережении». -Киев-Одесса, 2013. -С. 154-155.

5. Зубаирова JI.X., Свирщев В.И. Определение остаточных напряжений от действия силы резания при шлифовании. // Материалы НТК «Новые и нетрадиционные технологии в ресурсо и энергосбережении». - Киев-Одесса, 2013. -С. 156-158.

6. Зубаирова JI.X., Свирщев В.И. Аналитическое описание напряженного состояния детали при плоском торцовом планетарном шлифовании // СТИН-2013. - № 7.- С. 14-18. (перечень ВАК)

7. Зубаирова Л.Х., Свирщев В.И. Определение прогиба прямоугольной пластины под воздействием остаточных напряжений. «Высокие технологии в машиностроении» // Материалы ВНТ Интернет-конференции. - Самара: СамГТУ.-2013.-С. 152-155.

8. Зубаирова JI.X., Свирщев В.И. Определение распределенной нагрузки, прикладываемой к поверхности тонкой пластины, эквивалентной возникающим при ПТПШ остаточным напряжениям. «Высокие технологии в машиностроении» Материалы ВНТ Интернет-конференции. - Самара, СамГТУ,- 2013. -С. 155-157.

9. Зубаирова JI.X., Свирщев В.И. Определение остаточных напряжений от действия силы резания при шлифовании. // СТИН, 2014. - № 2. - С. 35-37. (перечень ВАК)

10. L.Kh. Zubaiova, V.l. Svirshcev Stress. State of a Component in Plane Planetary End Grinding / Russian Engineering Research, 2014. - Vol. 34, No.2, - pp. 108-111. (база Scopus)

Подписано в печать 17.10.2014. Формат 60x90/16. Усл. печ. л. 1,0. Тираж 100 экз. Заказ № 1270/2014.

Издательство Пермского национального исследовательского

политехнического университета 614990, г. Пермь, Комсомольский пр., 29, к.113 тел. (342) 219-80-33