«Перспективные направления развития ......2015/04/08 · Шелег В.К., Данильчик С.С. Оптимальные параметры колебательного

Министерство образования Республики Беларусь

Министерство промышленности Республики Беларусь

Национальная академия наук Беларуси

Государственный комитет по науке и технологиям Республики Беларусь

Белорусский национальный технический университет

Государственное научно-производственное объединение «ЦЕНТР»

ЗАО «МИНСКЭКСПО»

«Перспективные направления развития

технологии машиностроения и

металлообработки»

Тезисы докладов 31-ой Международной научно-технической конференции

в рамках международной специализированной выставки

«Металлообработка-2015»

(Минск, 8-9 апреля 2015 г.)

Минск

БНТУ

2015

УДК 621 (082)

ББК 34.4.я43

П27

Редакционная коллегия:

В.К. Шелег (ответственный редактор),

И.С. Фролов (ответственный секретарь),

О.Г. Девойно, В.В. Булавицкий, В.И. Бородавко, С.В. Харитончик,

Ф.И. Пантелеенко, К.Е. Белявин, Ф.А. Романюк, Г.Н. Здор, М.Л. Хейфец

П27 «Перспективные направления развития технологии машиностроения и

металлообработки»: тезисы докл. междун. науч.-техн. конф. (Минск, 8-9

апреля 2015 г.) / редкол.: В.К. Шелег (отв. ред.) и др.. – Минск:

Бизнесофсет, 2015, - 196 с.

Рецензенты:

академик НАН Беларуси, д.т.н., профессор Клубович В.В

академик НАН Беларуси, д.т.н., Ласковнёв А.П.

Тезисы докладов, представленные на 31-ой Международной научно-

технической конференции «Перспективные направления развития

технологии машиностроения и металлообработки», посвящены новым

процессам механической обработки материалов, созданию специального

инструмента и технологической оснастки и их влиянию на качество

обрабатываемых поверхностей.

Тезисы докладов предназначены для специалистов промышленных

предприятий, научных сотрудников, аспирантов, магистрантов и

преподавателей высших учебных заведений.

Тезисы докладов приняты к опубликованию в оригинале без правок.

УДК 621 (082)

ББК 34.4.я43

ISBN 978-985-6939-26-9

© Национальная

академия наук

Беларуси, 2015

© БНТУ, 2015

© ГНПО «Центр»

© МИНСКЭКСПО, 2015

3

СОДЕРЖАНИЕ

Аверченков В.И. Надуваев В.В., Фролов Е.Н. Технология производства

поликристаллических алмазов, используемых в различных отраслях

промышленности…………………………………………………................ 9

Аверченков В.И., Надуваев В.В., Фролов Е.Н. Технологическое

обеспечение продолжительности эксплуатации тяжелонагруженных

деталей машин и элементов производственной оснастки.......................... 11

Аксенов А.Н., Колмаков А.Г., Хейфец М.Л., Опарина И.Б.

Квалификационный стенд ГСМ…………………………………………… 13

Акулович Л.М., Ворошухо О.Н. Регенерация режущего инструмента

при магнитно-абразивной обработке………………………….................... 14

Алексеев Ю.Г., Королёв А.Ю., Нисс В.С., Паршуто А.Э. Электролитно-

плазменная обработка внутренних поверхностей трубчатых изделий.... 17

Анкуда С.Н., Хейфец И.М. Построение математических моделей

производственых технологических процессов…………………………… 19

Белоцерковский М.А., Коновалова Е.Ф. Адгезия газотермических

покрытий с поверхностью подложки, подготовленной

иглофрезерованием………………………………………………………… 21

Белоцерковский М.А., Макаревич И.В. Влияние наполнителей на

прочность сцепления полимерных газопламенных покрытий.................. 23

Белоцерковский М.А., Макаревич И.В. Влияние размеров частиц

порошков полимера на прочность полимерных газопламенных

покрытий………………………………..…………………………………... 25

Белоцерковский М.А., Макаревич И.В. Влияние состава горючей смеси

на адгезионную прочность сцепления полимерных покрытий………… 28

Белоцерковский М.А., Трусов Д.И., Сосновский А.В. Зависимость

свойств покрытий от состава распыляющей струи при гиперзвуковой

металлизации……………………………………………………………….. 30

Белый А.Н., Щукин В.Я., Кожевникова Г.В. Определение абсолютного

показателя нелинейности накопления повреждаемости………………… 32

Блюменштейн В.Ю. Эволюция научных представлений о

технологической наследственности в машиностроении………..………..

34

Бобарикин Ю.Л., Авсейков С.В. Связь эффективности производства

металлокорда с пластическими свойствами высокоуглеродистой

стальной проволоки………………………………………………………… 37

Бородавко В.И., Гайко В.А., Позылова Н.М., Премент Г.Б., Кусакин

Н.А., Колмаков А.Г. Технологическое наследование параметров

качества материала и поверхности детали……………………………….

39

Быков П.А., Болотова Л.К., Калашников И.Е., Кобелева Л.И., Колмаков

А.Г., Хейфец М.Л. Построение карт трения алюминиевого сплава с

интерметаллидным упрочнением, полученного вихревым

замешиванием…………………………………….........................................

42

4

Василевич Ю.В., Неумержицкая Е.Ю. Оптимальные конструкционные

и технологические параметры армированных полимерных композитов

– основа разработки перспективных изделий машиностроения и

энергетики……………………....................................................................... 44

Василевич Ю.В., Неумержицкая Е.Ю. Структурная организация

тканых наполнителей для композиционных материалов…………….….. 46

Василенко А.Г., Наумчик Н.А., Яцкевич О.К. Повышение

обрабатываемости низкоуглеродистой стали 09Г2С после плазменной

резки………………………………………………………………………… 48

Васильев А.С., Блюменштейн В.Ю., Клименко С.А., Танович Л., Хейфец

М.Л. Технологические барьеры при наследовании параметров качества

материала и поверхности детали………………………………………..… 50

Васькович А.Н., Иванов В.П. Качество поверхностей трения деталей

двигателей после обкатки………………………………………………….. 53

Виленчиц Б.Б., Попов В.К. Идентификация цементационной шахтной

печи как объекта управления……………..……………………………….. 55

Витязь П.А., Бородавко В.И., Пынькин А.М., Насыбулин А.Х., Зевелева

Е.З. Автоматизация и пространственно-временная интеграция

производственных систем………………………………………………..... 57

Витязь П.А., Жорник В.И., Сенють В.Т., Парницкий А.М.

Сверхтвердые композиционные материалы на основе алмаза, si и sic,

полученные методом термобарического спекания………………………. 60

Герасимов А.А., Попок Н.Н., Сидикевич А.В. Повышение точности

резьбовых соединений модульных расточных инструментов……….….. 62

Глубокий А.С., Глубокий В.И. Анализ видов компоновок и способов

установки рельсовых направляющих с циркуляцией тел качения……... 64

Григорьев Н.С., Ивашин Э.Я. Способ перемещения

плоскопараллельных деталей в автоматизированном производстве...…. 66

Данилов В.А., Данилов А.А. Повышение точности профилирования

некруглых поверхностей при неполном их формообразовании………... 67

Данилов В.А., Киселев Р.А. Обработка изделий с зубчатым контуром

энергетическим лучом…………………………………………………..…. 69

Девойно О.Г., Кардаполова М.А., Луцко Н.И., Лапковский А.С.

Распределение элементов в композиционном полосчатом покрытии из

сплава ПГ-12Н-01 и бронзы ПГ-19М-01 при различных скоростях

лазерной наплавки………………………………………………………….. 71

Девойно О.Г., Кардаполова М.А., Яцкевич О.К. Оптимизация режимов

диффузионной термообработки керамических порошков для

плазменного напыления……………………………………………………. 74

Девойно О.Г., Лапковский А.С., Луцко Н.И. Лазерная сварка

нержавеющих и оцинкованных сталей…………………………………....

76

5

Девойно О.Г., Пилипчук А.П., Кочеров А.Л., Погудо Е.В. Учет

распределения интенсивности лазерного излучения при разработке

технологий поверхностной обработки……………………………………. 78

Dzhemelinskiy V.V., Lesyk D.A., Mordyuk B.N., Prokopenko G.I., Lamikiz

А., Martinez S., Tkachenko І.V. Effects of laser and ultrasonic treatments on

wear resistance and friction force of the surface layer of aisi d2 tool steel… 80

Дечко Э.М. , Густяков П.В., Сизов С. В., Маркевич Ю.Р. Особенности

деформаций ленточных пил при резании……………………………..…. 82

Дечко Э.М., Антонюк В.Е., Русецкий В.Н. Двухпрофильный контроль

зубчатых передач………………………………………………………..….. 84

Довнар С.С., Трусковский А.С., Шумский И.И. МКЭ-анализ

резонансных мод при обработке больших композитных труб на

многоцелевом станке типа «подвижная стойка»…………………………. 86

Доронин И.В., Лукина Ю.А., Антипов В.И.2, Колмаков А.Г., Виноградов

Л.В., Хейфец М.Л. Исследование факторов, обеспечивающих

экстремально высокую твёрдость инструмента из стали ЭП-682-Ш…... 90

Здор Г.Н., Новичихин Р.В., Новичихина Е.Р. CALS-технологии как

объект изучения и средство обучения в одном лице…………………….. 91

Ивашин Э.Я., Ивашин В.Э. Устройство с электрооптическим блоком

для обеспечения обработки нежестких деталей………………………….. 92

Исаевич Л.А., Сидоренко М.И., Иваницкий Д.М., Король В.А.

Исследования процесса холодной радиальной штамповки

мелкомодульных шлицев на валах………………………………………... 95

Кане М.М., Медведев А.И. Взаимосвязи параметров качества

поверхности зубьев цилиндрических шестерен с режимами

зубонарезания………………………………………………………………. 97

Клименко С.А., Копейкина М.Ю. Предпосылки повышения

эффективности чистовой механической обработки……………………… 98

Колесников Л.А. Тенденции развития мирового станостроения………... 100

Колесников Л.А., Корниевич М.А. Лазерное полирование………………. 103

Колмаков А.Г., Терентьев В.Ф., Просвирнин Д.В., Чернов В.М.,

Леонтьева – Смирнова М.В., Хейфец М.Л. Оценка прочностных

характеристик стали ЭК-181…………………………………………….… 104

Крайко С.Э., Варварина И.А, Погудо Е.В. Изменение поверхностной

микротвердости инструментальной стали после лазерной

термообработки……………………………………………………….…….

106

Лапига А.С., Выслоух С.П. Объектно-ориентированное представление

детали и технологического процесса ее механической обработки при

автоматизированном проектировании…………………………………….

108

Макаревич И.В., Глубокий В.И. Анализ видов компановок и способов

установки подшипников в опорах передач винт-гайка качения………… 110

6

Мешкова В.В., Девойно О.Г., Луцко Н.И. Оценка возможности

получения композиционных покрытий из порошков на основе

самофлюсующихся никелевых сплавов и оксидной керамики методом

плазменного напыления……………………………………………………. 112

Минько Д.В., Белявин К.Е., Шелег В.К. Электроимпульсное

прессование в вакууме оптически прозрачных стеклокомпозитов……... 114

Михайлов М.И. Оптимизация сборного режущего инструмента по

точности позиционирования сменных многогранных пластин…………. 116

Михайлов М.И., Федотов А.П. Расчет напряженно-деформированного

состояния инструментальных дисков внутренних резьбонарезных

фрез………………………………………………………………………….. 118

Моргаленко А.П., Моргаленко Т.А. Планирование эксперимента на

основе концепции активного эксперимента……………………………… 120

Моргаленко Т.А. Определение параметрической надежности

технологической системы по обеспечению параметров качества

поверхностного слоя деталей машин……………………………………... 122

Нисс В.С., Алексеев Ю.Г., Королёв А.Ю., Паршуто А.Э. Полирование

изделий малого сечения и жёсткости с применением электролитно-

плазменной обработки при пониженном давлении среды………………. 124

Новиков Н.В., Мановицкий А.С., Бурыки В.В., Мельнийчук Ю.А.,

Манохин А.С. Шероховатость поверхности сложнопрофильных

деталей, обработанных резцами с круглыми режущими пластинами….. 126

Опарина И.Б., Колмаков А.Г., Хейфец М.Л. Управление производством

силикатного кирпича……………………………………………………….. 128

Орукари Бокумо. Наладка двухсуппортного станка с ЧПУ при

совмещенной работе суппортов…………………………………………… 130

Петренко К.П. Формирование шероховатости поверхности под

действием программ нагружения в процессах ППД…………………….. 132

Польский Е.А., Пилипчук Г.П. Технологическое обеспечение

установленной точности при механической обработке сварных

конструкций на основе анализа размерных связей……………………… 134

Польский Е.А., Прыткова Е.С. Модель технологического обеспечения

требуемой точности при механической обработке на основе анализа

размерных связей…………………………………………………………… 136

Польский Е.А., Симкин А.З., Никонов О.А. Проектирование операций

механической обработки с применением метода генерации финишных

переходов по критерию оптимизации…………………………………….. 138

Попок Н.Н., Кузьмич Е.В., Соловьев А.И. Андрукович А.П. Особенности

механической обработки металлостеклопластиковых материалов…….. 140

Попок Н.Н., Кунцевич И.П., Хмельницкий Р.С. Анализ геометрии и

кинематики процесса обработки режущим инструментом сферической

поверхности детали…………………………………………………………

142

7

Попок Н.Н., Максимчук А.С., Гвоздь Г.И., Портянко С.А.

Теоретическая и экспериментальная оценки жёсткости блочно-

модульных торцовых фрез………………………………………………… 144

Рябченко С.В. Качество обработки зубчатых колес шлифовальным

кругами из КНБ……………………………………………………………... 146

Садовский Е.Н. Электролитно-плазменная обработка металлов………. 148

Сакович А.А., Сакович Н.А. Использование поверхностной

высокотемпературной термомеханической обработки для упрочнения

металлопокрытий…………………………………………………………... 149

Сергеев Л.Е., Сенчуров Е.В., Куколь В.В. Финишная обработка

аэрозольных баллонов для ингалятора с использоанием

електромагнитных полей…………………………………………………... 150

Синькевич Ю.В., Шелег В.К., Беляев Г.Я., Янковский И.Н. Влияние

электроимпульсного полирования на стойкость коррозионностойкой

стали 12Х18Н10Т против межкристаллитной коррозии………………… 153

Sokorov I.O., Ghazban Zadeh E.X., Piletskaya L.I. Chemical mechanical

polishing (CMP)…………………………………………………………….. 155

Sokorov I.O., Ghazban Zadeh E.X., Volodko A.S. Comparision between

hvof and plasma sparing…………………………………………………….. 157

Сорокин С.В. Автоматизация расчета погрешности базирования в

среде интегрированных САПР…………………………………………….. 159

Сорокин С.В., Булаев А.В., Новожеев А.Г. Проектирование технологии

обработки деталей на современном оборудовании с ЧПУ……………… 161

Спиридонов Н.В., Пилецкая Л.И., Володько А.С. Способы

механической обработки газотермических покрытий…………………… 163

Спиридонов Н.В., Сокоров И.О., Пилецкая Л.И. Упрочнение никель-

титановых плазменных покрытий лазерной обработкой………………... 164

Спиридонов Н.В., Фролов И.С., Фролов Ю.И. Адгезия вакуумно-

плазменных покрытий на немагнитных металлических материалах…… 166

Спиридонов Н.В., Фролов Ю.И. Пористость вакуумно-плазменных

покрытий на немагнитных металлических материалах…………………. 168

Степанкин И.Н., Поздняков Е.П. Опыт применения

экономнолегированных конструкционных сталей для производства

мелкоразмерного штампового инструмента……………………………… 170

Струтинский В.Б., Перфилов И.В. Оборудование для высокочастотной

вибрационной фрезерно-гравировальной обработки с формированием

специального микрорельефа поверхности……………………………….. 172

Струтинский С.В. Мехатронные шестикоординатные приводы

микроперемещений, построенные по схеме упругого механизма-

гексапода и предназначенные для прецизионной фрезерной

обработки……………………………………………………………….…..

174

8

Талашко А.В. Определение требуемого технического уровня

поворотных столов станков с ЧПУ………………………………………..

176

Фролов И.С. Формирование вакуумно-плазменных мультислойных

композиций для особых условий эксплуатации…………………………. 178

Хейфец М.Л., Чижик С.А. Моделирование на точечной ткани передачи

свойств материала при технологических воздействиях…………………. 180

Чепиков Е.А., Шелег В.К., Леванцевич М.А. Исследование

триботехнических свойств покрытий из модифицированных литых

баббитов сформированных гибким инструментом………………………. 184

Чижик С.А., Филатов С.А.,Хейфец М.Л. Описание свойств

композиционных материалов при аддитивном синтезе и обработке

потоками энергии…………………………………………………………... 186

Шаронов Г.В., Шитнев К.Т. Алмазно-абразивная обработка

сложнофасонных поверхностей технологического инструмента………. 190

Шелег В.К., Бохан С.Г., Александров В.М. Разработка математических

моделей и оптимизация исследуемых процессов подготовки

поверхностей перед напылением при изготовлении, упрочнении и

восстановлении деталей машин…………………………………………… 192

Шелег В.К., Данильчик С.С. Оптимальные параметры колебательного

движения при точении с асимметричным циклом колебаний

инструмента………………………………………………………………… 196

Якимович А.М., Карабанюк И.А. Развитие мирового рынка

станкостроительной промышленности…………………………………… 197

9

УДК 621.921.34

ТЕХНОЛОГИЯ ПРОИЗВОДСТВА ПОЛИКРИСТАЛЛИЧЕСКИХ

АЛМАЗОВ ИСПОЛЬЗУЕМЫХ В РАЗЛИЧНЫХ ОТРАСЛЯХ

ПРОМЫШЛЕННОСТИ

Аверченков В.И., Надуваев В.В., Фролов Е.Н.

Брянский государственный технический университет

Брянск, Российская Федерация

На современном этапе промышленного развития основной тенденцией

технического прогресса является технологическая модернизация производства.

Наряду с этим постоянно растут требования к повышению производительности

обработки, а также к качеству обрабатываемых рабочих поверхностей.

Такое состояние производства определяет постоянный рост применения

различных синтетических сверхтвердых материалов, которые по своей

твердости и прочности в 3 – 5 раз превышают обрабатываемый материал.

Теоретические и экспериментальные исследования при производстве

синтетических алмазов ведутся в направлении изыскания возможностей как

наиболее эффективного использования их в традиционных областях, так и для

расширения областей применения, а также в направлении разработки новых

методов изготовления поликристаллических алмазов с заданными свойствами,

обеспечивающими условия их дальнейшей эксплуатации.

Исходными материалами для производства (спекания)

поликристаллических сверхтвердых материалов (ПСТМ) могут служить как

шлифпорошки алмазов синтетических (АС) зернистостей 5/3 … 14/10 мкм, так

и синтетические ультрадисперсные алмазы (УДА) – наноалмазы, получаемые

детонационным синтезом под воздействием энергии взрыва тротил-гексогена,

размер наноалмазных частиц которых составляет 3…20 нм в зависимости от

условий протекания процесса синтеза.

Наиболее распространенный способ спекания поликристаллических

алмазов – предварительное холодное брикетирование шихты из наноалмазов, а

затем – спекание в пресс-формах аппаратов высокого давления (АВД) с

пропусканием импульса электрического тока. В настоящее время

электроимпульсное спекание является наиболее перспективным методом

активированного спекания ПСТМ. Суть метода состоит в сжатии брикетов

шихты статическим давлением с последующим разогревом и спеканием путем

пропускания через нее импульсного электрического тока. Спекание

поликристаллических алмазов обычно осуществляется на специальных

прессовых установках с усилием 5 – 10 МН. При этом в рабочей зоне камеры

АВД создается давление 10 – 15 ГПа в диапазоне температур 3000 – 4000 К, в

зависимости от требуемых характеристик спекаемых поликристаллических

алмазов.

10

Алмазные инструменты изготавливаемые в дальнейшем из ПСТМ можно

условно разделить на два класса [1]:

– многокристальные инструменты, к которым относятся буровые

коронки, правящие инструменты и отдельные виды режущих инструментов;

– однокристальные инструменты, к которым относятся режущие и

контрольно-измерительные инструменты, алмазные волоки и правящие

инструменты некоторых видов.

Многокристальные инструменты чаще всего изготавливают из

необработанных кристаллов технических алмазов или дробленных ПСТМ

сравнительно небольшой массы – до 0,02 карат.

Однокристальные инструменты обычно изготавливают из ПСТМ более

крупных размеров (0,02 – 7,0 карат), используя при этом целиковые спеки или

применяют резку спеков на сегменты.

В настоящее время разработана широкая номенклатура инструментов из

ПСТМ, имеющих различные физико-механические свойства, выбираемые в

зависимости от обрабатываемого материала и условий эксплуатации алмазного

инструмента. Так на основании вышеизложенного были созданы варианты

технологических процессов изготовления широкой гаммы конструкций

алмазных инструментов различного назначения из ПСТМ [2]. Представленные

выше материалы показывают, что создание новых конструкций алмазного

инструмента из ПСТМ позволяет не только значительно расширить область

эффективного применения предлагаемого инструмента в различных отраслях

метало- и камнеобрабатывающей промышленности, но и в определенной

степени исключить возможность использования инструментов из природных

алмазов.

В заключении следует отметить, что как показали предварительные

исследования и расчеты технико-экономической эффективности себестоимость

инструментов ПСТМ изготавливаемых из наноалмазов, получаемых

детонационным способом в среднем в 8 – 10 раз ниже себестоимости

инструментов изготавливаемых из природных алмазов [3].

1. Надуваев В.В., Фролов Е.Н. Перспективы использования ПСТМ при

изготовлении инструментов различного назначения// – Сб. Технологическое

управление качеством поверхности деталей. – Киев. – АТМ Украины. –

1998. – с. 147–150.

2. Аверченков В.И., Надуваев В.В., Фролов Е.Н. Исследование

технологических возможностей правящих карандашей из ПСТМ –алмазов

типа СВ.//Сверхтвердые материалы. – 1996. – №2. – с. 72–76.

3. Надуваев В.В., Фролов Е.Н. перспективы использования инструментальных

материалов Св-алмазов в промышленности// Справочник. Инженерный

журнал. – 2009. – № 10. – с. 49 – 54.

11

УДК 621.81.539

ТЕХНОЛОГИЧЕСКОЕ ОБЕСПЕЧЕНИЕ ПРОДОЛЖИТЕЛЬНОСТИ

ЭКСПЛУАТАЦИИ ТЯЖЕЛОНАГРУЖЕННЫХ ДЕТАЛЕЙ МАШИН И

ЭЛЕМЕНТОВ ПРОИЗВОДСТВЕННОЙ ОСНАСТКИ

Аверченков В.И., Надуваев В.В., Фролов Е.Н.



Важнейшие характеристики работоспособности технологической

оснастки зависят, в первую очередь, от продолжительности эксплуатации

тяжелонагруженных ее элементов, срок службы которых в значительной

степени определяется технологией их изготовления.

Широко применяемые в промышленности технологические процессы

обработки тяжелонагруженных элементов технологической оснастки очень часто

не учитывают условий их дальнейшей эксплуатации, что становится особенно

важно при использовании оснастки для создания сверхвысоких давлений и

температур. Вследствие того, что обработка элементов оснастки сопровождается

образованием микротрещин и различных напряженных состояний, воздействовать

на работоспособность тяжелонагруженных ее элементов можно как за счет

совершенствования уже существующих операций применяемого

технологического процесса, так и за счет введения дополнительных отделочно-

упрочняющих способов обработки, направленных на повышение прочности и

сроков службы их наиболее нагруженных зон и участков.

Как показали предварительно выполненные исследования,

тяжелонагруженные элементы технологической оснастки чаще всего

разрушаются на различных этапах в процессе их завершающей стадии

эксплуатации. Поэтому было необходимо произвести всестороннее изучение

характерных видов разрушения основного звена оснастки, используемой при

производстве различных синтетических сверхтвердых материалов и

поликристаллических алмазов. Анализ разрушений оснастки выявил

необходимость обязательного исследования в каждом конкретном случае

напряженно-деформированного состояния наиболее тяжелонагруженных ее

элементов.

В результате проведения теоретических и экспериментальных

исследований с использованием поляризационно-оптического метода и метода

конечных элементов были установлены величины и участки концентрации

максимальных напряжений, в том числе с учетом температурных деформаций,

зоны критических разрушений, а также разработаны математические модели

напряженного состояния прочности и долговечности тяжелонагруженных

элементов оснастки на основании чего были созданы рабочие программы

12

расчета напряженного состояния и работоспособности тяжелонагруженных

деталей в зависимости от условий и продолжительности их эксплуатации, а

также марок спекаемых поликристаллических алмазов [1].

На основании вышеизложенного с использованием системного анализа, а

также комплексного технологического подхода к решению проблемы выбора

комбинации отделочно-упрочняющих способов обработки и параметров

оптимизации как существующих, так и дополнительных технологических

методов, направленных на создание необходимого качественного и

напряженно-деформированного состояния наиболее проблемных зон и

участков тяжелонагруженных элементов с учетом условий их дальнейшей

эксплуатации, был разработан обобщенный технологический процесс. При

разработке технологических путей повышения продолжительности

эксплуатации тяжелонагруженных элементов технологической оснастки был

дополнительно использован целый ряд прогрессивных способов их

предварительной обработки, таких как лазерное упрочнение [2], поверхностно-

пластическое деформирование, нанесение различных вариантов многослойных

и прерывистых покрытий [3], термическая, магнитно-абразивная и др. На всех

этапах обработки и упрочнения, согласно принятого обобщенного

технологического процесса, была осуществлена оптимизация параметров

качества поверхностного слоя рабочих и контактирующих поверхностей и

определены режимы обработки элементов оснастки с учетом условий их

дальнейшей эксплуатации.

Разработанные мероприятия позволили создать условия для управления

прочностью, надежностью и продолжительностью эксплуатации

тяжелонагруженных элементов оснастки, используемой для создания

сверхвысоких давлений и температур, что привело, как показали опытные и

промышленные испытания, к увеличению сроков службы оснастки, применяемой

при производстве синтетических алмазов, в зависимости от режимов ее

эксплуатации и видов производимой продукции в среднем в 1,5 – 2 раза.

1. Рыжов Э.В., Аверченков В.И., Надуваев В.В., Изучение скрепления матриц

аппаратов высокого давления для получения алмазов СВ// Сверхтвердые

материалы. – 1984. – №1. – с. 11–13.

2. Рыжов Э.В., Аверченков В.И., Надуваев В.В., Фролов Е.Н. Лазерное

упрочнение рабочих поверхностей твердосплавных элементов аппаратов

высокого давления // Сверхтвердые материалы. – 1985. – №4. – с. 9–12.

3. Аверченков В.И., Надуваев В.В., Харченков В.С., Бондарев И.А. Устройство

для создания сверхвысокого давления. – А.С. №1223474 и А.С. № 1287352.

13

УДК 62-519

КВАЛИФИКАЦИОННЫЙ СТЕНД ГСМ

Аксенов А.Н.1, Колмаков А.Г.

1, Хейфец М.Л.

2, Опарина И.Б.

1

1) Институт металлургии и материаловедения им. А.А. Байкова РАН,

Москва, Российская Федерация

2) НИЛ «НПО Центр», Минск, Республика Беларусь

Испытательный стенд ИМ-1 предназначен для оценки противоизносных и

антикоррозионных свойств моторных масел по ГОСТ 20303 и их

классификации по ГОСТ 17479.1. Для управления стендом была разработана

новая современная автоматизированная система на основе программируемого

контроллера ПЛК100. АСУ позволяет управлять:

динамометрическим тормозом;

мощностью двигателя;

температурным режимом двигателя;

производительностью компрессора;

блоком замера топлива.

Новый компьютеризированный пульт состоит из встроенного

промышленного компьютера с программным обеспечением Simp-Light,

тахометра и девяти регуляторов, на которых отображаются температура,

давление и обороты двигателя. Сбор данных с контрольно-измерительных

приборов и ПЛК осуществляется по протоколу Modbus.

Мониторинг состояния электрической сети осуществляется с помощью

универсальных мультиметров: МЭ110-220.3 М, МЭ110-224.1М, которые

позволяют не только следить за состоянием сети, но и обеспечивают

безопасное отключение оборудования в случае перегрузки или пропадания

одной из фаз. Кроме этого, с их помощью оценивается расход электроэнергии

при проведении научно-исследовательских работ.

Программное обеспечение Simp-Light обеспечивает измерение,

визуализацию, индикацию и архивирование всех технологических параметров

и позволяет представлять автоматически сформированные протоколы

испытаний в графическом виде как в формате doc, так и в открытом формате

согласно ГОСТ Р ИСО/МЭК 26300-2010.

Топливная система стенда состоит из бака (200 л) с расположенным

внутри датчиком уровня, блоком замера топлива и насосом для заполнения

бака. После наполнения бака до максимального уровня ПЛК100 блокирует

работу насоса. Далее топливо самотеком поступает в замерное устройство с

оптическими датчиками, которые контролируют степень заполнения мерного

сосуда топливом. При достижении максимального уровня электромагнитный

клапан перекрывает поступление топлива из бака и топливо самотеком

поступает в двигатель. Время истечения тарированного объема топлива

замеряется секундомером контроллера ПЛК100. При достижении

14

минимального уровня ПЛК100 вновь подает напряжение на клапан и цикл

повторяется.

Для охлаждения двигателя используется замкнутая система охлаждения,

которая состоит из двух контуров, наружного и внутреннего. Наружный контур

состоит из насоса и радиатора. Производительность насоса задается частотным

преобразователем, который в свою очередь управляет ПИД-регулятор ПЛК100.

Радиатор с двумя воздушными вентиляторами установлен на улице. Команды

на включение/отключение вентиляторов подаются с ПЛК100 через

твердотельные реле. С помощью разработанной системы охлаждения

температурный режим двигателя регулируется с точность до 0,5 0С.

Нагрузочное устройство включает в себя балансирный динамометр

постоянного тока с весовым устройством для измерения крутящего момента на

основе тензометрического датчика. Устройство на базе DVP-SV управляет

обмотками возбуждения динамометрического тормоза и генератора в

«преобразователе Леонардо».

Аварийное отключение двигателя обеспечивается двумя независимыми

системами – жесткой и программируемой. Основное их отличие заключено в

способе контроля предельно допустимых значений параметров.

Программируемая аварийная система является двухуровневой с

предупредительным и аварийным срабатыванием. Система обеспечивает

контроль 16-и каналов и отслеживает нахождение измеряемой величины в

заданных пределах. При выходе контролируемого параметра за допустимые

пределы сначала выдается предупреждение, требующее вмешательства оператора.

При отсутствии реакции происходит безусловное прекращение эксперимента и

отключение плавное или аварийное (в зависимости от уставки) двигателя.

Жесткая система обеспечивает аварийный останов двигателя независимо

от работоспособности тормозного устройства. Критериями срабатывания этой

системы служат: отключение питания; обрыв соединения между

динаометрическим тормозом и двигателем; превышение предельно допустимых

оборотов двигателя. Жесткая система срабатывает при отказе аварийной.

На компьютере ведется запись всех необходимых рабочих параметров

установки. В аварийной ситуации обеспечивается отключение стенда. Новый

стенд универсален, ремонтопригоден, построен на серийно выпускаемых

электронных компонентах и имеет возможности расширения и переоснащения.

УДК 631.1

РЕГЕНЕРАЦИЯ РЕЖУЩЕГО ИНСТРУМЕНТА ПРИ МАГНИТНО-

АБРАЗИВНОЙ ОБРАБОТКЕ

Акулович Л.М., Ворошухо О.Н.

Белорусский государственный аграрный технический университет

При магнитно-абразивной обработке (МАО) частицы ферроабразивного

порошка, попадая в рабочий зазор, стремятся сориентироваться наибольшей

15

осью по направлению магнитных силовых линий. При этом каждая частица

испытывает действие вращающего момента [1, 2]:

sin ;mM P H (1)

где Pm – магнитный момент зерна; H–напряженность магнитного поля;

- угол между направлением магнитных силовых линий и наибольшей

осью частицы ферроабразивного порошка.

Под действием магнитного поля из порции ферроабразивного порошка

формируется и удерживается в рабочем зазоре режущий инструмент в виде

“ферроабразивной щётки”. Формирование режущего инструмента подвержено

влиянию “краевого эффекта”, при котором магнитный поток концентрируется

на рёбрах полюсных наконечников, а в средней части формообразующей

рабочей поверхности он ослабевает.

Фо – основной магнитный поток, Фр – поток рассеивания, – рабочие зазоры,

1 – 4 – зоны формирования режущего инструмента

Рисунок 1 – Режущий инструмент при МАО

После подачи порции ферроабразивного порошка сверху (рисунок 1) его

частицы концентрируются в зонах 1 и 4. При вращении заготовки под

действием силы трения между поверхностью заготовки и ферроабразивной

щёткой происходит перемещение цепочек ферроабразивного порошка из зоны

1 в зону 2. На границе раздела порошковой и воздушной среды наблюдается

разрушение крайних цепочек и переброс некоторых частиц порошка из зоны 2 в

зону 3 и из зоны 4 в зону 1. Таким образом, во время установившегося процесса

магнитно-абразивной обработки, ферроабразивный порошок заполняет

пространство в зонах 2 и 4 (рисунок 1).

При этом в результате микрорезания происходит удаление вершин

неровностей микропрофиля поверхности. По мере затупления

ферроабразивных частиц микрорезание переходит в процесс выглаживания.

Повышение в рабочем зазоре магнитной индукции приводит к увеличению

давления порошка на обрабатываемую поверхность, в результате чего

16

наблюдается рост температуры в зоне резания и снижение производительности

МАО. Из-за уплотненного состояния массы ферроабразивного порошка

процесс самоорганизации “ферроабразивной щётки” становится невозможным.

Для восстановления режущей способности “ферроабразивной щётки” (ее

регенерации) необходимо осуществить процесс переориентации

ферроабразивных частиц с удалением образовавшейся стружки. Как вариант

решения этой задачи предложено использовать явление самоорганизации путем

воздействия импульсом более мощного магнитного поля.

Рисунок 2 - Схема установки МАО с дополнительной магнитной системой

Использование установки для магнитно-абразивной обработки с двумя

магнитными системами (рисунок 2). Установка для магнитно-абразивной

обработки содержит основную магнитную систему 1 и дополнительную

систему 3.Обрабатываемая деталь 5 находится между полюсами основной

магнитной системы. Полюсные наконечники дополнительной магнитной

системы установлены под углом 90 к полюсным наконечникам основной

магнитной системы. Рабочие зазоры между полюсами основной магнитной

системы и обрабатываемой деталью заполнены порцией ферроабразивного

порошка. Основная и дополнительная магнитные системы содержат

электромагнитные катушки 2 и 4 соответственно. Установка работает

следующим образом: порция ферроабразивного порошка прижимается к

обрабатываемой поверхности нормальной силой резания, обусловленной

магнитным полем (В=0,8 Тл) основной магнитной системы, производится

обработка поверхности детали на протяжении времени tо. Затем происходит

отключение основной магнитной системы и включение дополнительной на

время tд, в рабочем зазоре основной магнитной системы ферроабразивный

17

порошок перемешивается. В рабочий зазор k (k - уменьшающий коэффициент

k=0,5...0,7) дополнительной магнитной системы ферроабразивный порошок не

поступает, поскольку его величина значительно меньше основного зазора.

Таким образом, за время переключения систем происходит

переориентация ферроабразивных частиц наибольшей осью вдоль силовых

линий магнитного поля, что при непрерывной работе магнитов является

невозможным из-за уплотненного состояния ферроабразивных частиц в

рабочем зазоре. Такое поочерёдное включение основной и дополнительной

магнитных систем позволяет интенсифицировать процесс магнитно-абразивной

обработки и обеспечить шероховатость обработанных поверхностей

Ra = 0,01÷0,02 мкм.

1. Акулович Л.М. Термомеханическое упрочнение деталей в электромагнитном

поле. Полоцкий государственный университет, 1999. -240 с.

2. Барон, Ю.М. Магнитно-абразивная и магнитная обработка изделий и

режущих инструментов / Ю.М. Барон. – Л.: Машиностроение, 1986. – 172 с.

УДК 621.9.047.7

ЭЛЕКТРОЛИТНО-ПЛАЗМЕННАЯ ОБРАБОТКА ВНУТРЕННИХ

ПОВЕРХНОСТЕЙ ТРУБЧАТЫХ ИЗДЕЛИЙ

Алексеев Ю.Г., Королёв А.Ю., Нисс В.С., Паршуто А.Э.


г. Минск, Беларусь

Известные методы обработки внутренних поверхностей труб включают в

себя пескоструйную очистку, химическую очистку кислотными реагентами

(щавелевая, муравьиная, сульфаминовая, ортофосфорная кислоты) и

электрохимическое полирование.

Недостатками химического метода являются неравномерность очистки,

большой съем металла, ограниченное количество применений реагентов,

сложный подбор химического состава и концентрации реагентов, сложная и

экологически вредная утилизация отработанных реактивов, высокая стоимость

химических реагентов. Недостатками пескоструйной очистки являются низкая

производительность при высоких затратах, а также вред, наносимый персоналу,

из-за высокой дисперсности абразивной пыли. Недостатком

электрохимического полирования является низкая производительность

обработки, поскольку подача больших токов из-за рассеивающей способности

электролита вдали от зоны основного действия электрода затруднена,

ограниченная длина обрабатываемой полости из-за нагрева гибких

токоподводов при рабочих плотностях тока, применение агрессивных

дорогостоящих электролитов и высокие затраты на их утилизацию.

18

Авторами разработан новый метод полирования и очистки внутренних

поверхностей длинномерных трубчатых изделий на основе электролитно-

плазменной обработки, обеспечивающий по сравнению с существующими

методами качественную обработку с высокой интенсивностью с применением

нетоксичных, экологически безопасных и дешевых электролитов. В данной

работе приводятся результаты исследования технологических особенностей

процесса электролитно-плазменной обработки внутренних поверхностей

длинномерных трубчатых изделий.

Реализация метода становится возможной при использовании

перемещаемого внутри обрабатываемой трубы электрода-инструмента,

являющегося катодом. В корпусе электрода-инструмента имеется щелевое

сопло, через которое электролит подаётся на внутреннюю поверхность трубы.

Рисунок 1 – Общий вид электродного устройства

В результате экспериментальных исследований отмечена высокая

интенсивность очистки и сглаживания микронеровностей внутренней

поверхности труб (выше в 3 – 5 раз) по сравнению с электролитно-плазменной

обработкой наружной поверхности в её классическом виде. Исследования

обработанной поверхности трубы из стали 12Х18Н10Т показали, что окалина и

сварочный шлак удаляются полностью, поверхность металла очищается и

имеет блестящий вид. При исходной поверхности с параметром шероховатости

Ra 0,28 – 0,48 мкм после обработки получен параметр шероховатости в

пределах Rа 0,06 – 0,26 мкм.

По сравнению с известными методами разработанный метод позволяет

сократить количество технологических переходов, позволяет использовать

экологически чистые, дешевые и недефицитные электролиты, повышает

качество обработки за счет нивелирования поверхности в зоне сварных швов

путем оптимизации энергетических условий, при которых парогазовая

оболочка возникает только у поверхности изделия.

На рисунке 2 представлен результат электролитно-плазменной обработки

внутренней поверхности трубы диаметром 26,5 мм из стали 12Х18Н10Т.

19

Рисунок 2 – Результат электролитно-плазменной обработки внутренней

поверхности трубы диаметром 26,5 мм из стали 12Х18Н10Т

УДК 621:658.512

ПОСТРОЕНИЕ МАТЕМАТИЧЕСКИХ МОДЕЛЕЙ

ПРОИЗВОДСТВЕНЫХ ТЕХНОЛОГИЧЕСКИХ ПРОЦЕССОВ

Анкуда С.Н., Хейфец И.М.

Минский государственный высший радиотехнический колледж,

Минск, Республика Беларусь

Интенсификация процессов создания новых конкурентоспособных

изделий требует сокращения сроков и повышения качества проектно-

конструкторских работ. Эти требования можно обеспечить, только применяя

новые технологии проектирования, основанные на использовании методов

математического моделирования и вычислительной техники.

Математические модели связывают входные (независимые) переменные

процесса X(x1,x2,...,xn ), называемые воздействиями, с выходными (зависимыми)

характеристиками Y(y1,y2,...ym) (рисунок 1), которые обычно именуют

откликами, в виде уравнения связи.

Y=f(X) (1)

Любому реальному процессу свойственны случайные колебания,

вызываемые изменчивостью каких-либо факторов xixi() или внешними

случайными воздействиями. В силу этого при равном среднем значении

входных характеристик X() в моменты 1 и 2 выходные параметры Y(), будут

неодинаковыми (рисунок 2).

Поэтому для вероятностных процессов, где по сравнению с xi() нельзя

пренебречь случайными колебаниями xi() и случайными внешними

воздействиями j(), необходимо характеризовать систему с учетом

20

статистического закона распределения мгновенных значений Y() относительно

средней величины Yср() уравнением

),()()()()( XXfYYY cpcp (2)

Модели, отображающие случайный (стохастический) характер параметров

и факторов системы, называются статистическими или стохастическими в

отличие от детерминированных, не учитывающих вероятностных

характеристик процессов.

По мере уменьшения величины параметров X и уравнение (2)

приближается по структуре к уравнению (1), описывающему

детерминированные системы.

Обычно детерминированные модели (1), представляющие собой систему

уравнений, удается составить только в тех случаях, когда о процессах в

описываемой системе имеются ясные представления и эти представления

можно формализовать. В таких случаях говорят, что система представляет

собой «белый ящик» - объект с известной структурой и функциями.

Однако получаемая таким образом модель может оказаться громоздкой, а

ее информационное обеспечение весьма трудоемким. Поэтому часто

используют статистические модели для описания детерминированных систем.

В таких случаях рассматривают систему как «черный ящик» с неизвестной

Подсистема 1



Система y1

y2

yk

y3

…

xn-1

xn

x2

x1

z2 z3

z1

zm

x2…

… y3

Рисунок 1 - Модель системы детерминированных процессов



Система

…

…

x2

z1±∆ z1 zm

x3±∆ x3

x1±∆ x1

y1±∆ y1

yk±∆ yk

ξ1 ξ 2 ξ 3

Рисунок 2 - Модель системы стохастических процессов

21

структурой, в котором доступны для изучения только контролируемые входные

параметры X и измеримые выходные характеристики Y. Получив таблицу

соответствий {x1,y1; x2,y2;…; xn,yn}, принимают их за случайную выборку из

генеральной статистической совокупности {X,Y} и описывают соотношением

(2). Полученная статистическая модель при соответствующей интерпретации

результатов позволяет раскрыть механизм, сделать «белыми» некоторые части

устройства и функционирования «черного ящика».

Детерминированные модели (1), могут также использоваться для описания

стохастических систем, если объектом изучения являются их усредненные

характеристики.

Таким образом, статистические модели являются более широким классом

моделей и включают детерминированные модели как предельный частный

случай, в котором выходные параметры Y однозначно определяются входными

переменными X.

Системный подход позволяет анализировать и моделировать

технологический процесс, представленный в виде отдельных блоков, что

существенно упрощает описание сложных явлений, не упуская из вида

пространственно-временную структуру моделируемой системы, характер связи

между отдельными уровнями и подсистемами.

УДК 621.723

АДГЕЗИЯ ГАЗОТЕРМИЧЕСКИХ ПОКРЫТИЙ С ПОВЕРХНОСТЬЮ

ПОДЛОЖКИ, ПОДГОТОВЛЕННОЙ ИГЛОФРЕЗЕРОВАНИЕМ

Белоцерковский М.А.1, Коновалова Е.Ф.

2

1) Объединенный институт машиностроения НАН Беларуси

Минск, Республика Беларусь;

2) Белорусский национальный технический университет


Адгезия материала покрытия к подложке и ее стойкость к внешним

факторам, действующим в процессе эксплуатации, является одним из основных

факторов, определяющих работоспособность газотермических покрытий.

Значение адгезионной прочности покрытия к подложке во многом зависит от

предварительных операций подготовки поверхности, на которую оно

наносится.

Чаще всего для подготовки поверхности используют механическую

обработку (зачистку металлическими щетками, струйно-абразивную и

дробеметную обработки), что позволяет обеспечить чистоту и шероховатость

поверхности изделия перед нанесением покрытия.

Возможность получения на подготовленной поверхности шероховатости с

параметрами, изменяемыми в широких пределах позволяет предположить, что

крацевание и иглофрезерование могут быть одними из наиболее

22

высокопроизводительных методов подготовки деталей перед напылением

покрытий.

В результате исследований выполнена оценка прочности сцепления

газотермических покрытий из полимерных и металлических материалов с

металлической подложкой, обработанной иглофрезерованием. Для сравнения

приведены результаты исследования адгезии покрытий, нанесенных на

шлифованные и обезжиренные образцы. Результаты измерений представлены в

таблицах 1 и 2.

Таблица 1 – Результаты исследования адгезии полимерных покрытий,

полученных газопламенным напылением

Наносимый

материал

Метод подготовки

поверхности

Прочность сцепления с

различными

материалами, МПа

сталь чугун латунь

Сверхвысокомолекулярный

полиэтилен

Обезжиривание 4,1 4,0 4,0

Иглофрезерование 7,6 6,9 7,2

Полиэтилентерефталат Обезжиривание 3,9 3,7 3,9


Таблица 2 – Результаты исследования адгезии металлических покрытий,

полученных гиперзвуковой металлизацией

Наносимый материал Метод подготовки

поверхности

Прочность сцепления с различными

материалами, МПа

сталь чугун латунь

Сталь 12Х18Н10Т Обезжиривание 8,9 8,9 9,0


Бронза БрКМц Обезжиривание 8,7 8,6 8,8


Анализ полученных результатов показал, что иглофрезерование

металлических поверхностей по сравнению с обезжириванием обеспечивает

повышение адгезии металлических и полимерных покрытий на 55 – 70%,

однако абсолютные величины прочности сцепления металлических покрытий

на отрыв не достаточно высоки. Так, при нанесении покрытии газопламенным

распылением проволок или электродуговой металлизацией используется

струйно-абразивная подготовка, которая обеспечивает адгезию 25 – 40 МПа [1].

Это обусловлено тем, что показатель шероховатости Ra при струйно-

абразивной обработке составляет 20 – 30 мкм.

Относительно высокие значения адгезии у покрытий, полученных

распылением нержавеющей стали 12Х18Н10Т можно объяснить большей

температурой плавления этого материала, чем материала подложек.

Расплавленные частицы, не успевая остыть, подплавляют микроучастки

поверхности подложки с возникновением очагов микроприварки.

Полученные значения прочности сцепления полимерных материалов с

металлами могут удовлетворять требованиям, предъявляемым к защитным

23

коррозионностойким полимерным покрытиям, однако для деталей

трибосопряжений, эксплуатирующихся в условиях сухого трения, необходимо

обеспечить величину адгезии более 8,5 МПа [2].

Заключение. Установлено, что процесс иглофрезерования можно

рекомендовать как технологическую операцию подготовки поверхности при

нанесении коррозионностойких защитных полимерных покрытий. Для

подготовки поверхности перед нанесением металлических покрытий

иглофрезерование не рекомендуется.

1. Белоцерковский, М.А. Технологии активированного газопламенного

напыления антифрикционных покрытий / М.А. Белоцерковский. – Мн.:

Технопринт. – 2004. – 200 с.

2. Голопятин, А.В. Влияние морфологии поверхности элементов трибосистемы

на адгезию напыленных полимерных композиций / Механика машин. Теория

и практика // Материалы межд. научн.-техн. конф.– Минск: НИРУП

«Белавтотракторостроение», 2003. С. 382 – 389.

УДК 621.793

ВЛИЯНИЕ НАПОЛНИТЕЛЕЙ НА ПРОЧНОСТЬ

СЦЕПЛЕНИЯ ПОЛИМЕРНЫХ ГАЗОПЛАМЕННЫХ ПОКРЫТИЙ

Белоцерковский М.А., Макаревич И.В.



Эффективность процесса нанесения и свойства получаемых полимерных

покрытий газопламенными аппаратами зависит от ряда фактором, в том числе

от состава и особенностей напыляемого материала. Одним из основных

факторов, определяющих работоспособность полимерных покрытий, является

адгезия материала покрытия к подложке, а также ее стойкость к внешним

факторам, действующим в процессе эксплуатации. Значение адгезионной

прочности полимерного композиционного покрытия к подложке зависит,

например, от структуры частиц напыляемых порошков на подготовленную

поверхность.

Для повышения адгезии газопламенных покрытий использовалось

объемное модифицирование наносимого полимера неорганическими добавками.

Этот технологический прием успешно применяется при различных методах

формирования полимерных покрытий. Наполнители широко используются для

изменения механических, структурных, химических и других свойств

полимеров, в том числе прочности адгезионных соединений полимер-металл. В

зависимости от вида и природы наполнителей они могут, как увеличивать, так и

уменьшать прочность адгезионного соединения полимерных покрытий.

24

В связи с этим исследовалось влияние вида и содержания наполнителя на

прочность адгезионного соединения полимерного покрытия. Для этих

исследований был выбран полимер − полиэтилен высокого давления низкой

плотности (ПЭВД). В качестве неорганических добавок использовались

порошки следующих веществ: ситалл (измельченное стекло марки ВВС) с

размером частиц 200 – 300 мкм и алюминиевая пудра с размером частиц 25 – 50

мкм. Данные неорганические добавки вводились в различных количествах, т. е.

с различным процентным содержанием наполнителя, в полимерный порошок и

смешивались с образованием композиционного состава.

Далее производилось газопламенное напыление покрытий полимера без

наполнителя и с полученной смесью полимера с ситаллом и алюминиевой

пудрой на режимах, принятых для модифицируемого полимера. Полученные

полимерные покрытия без наполнителя и с модифицированными полимерами с

наполнителями в виде неорганических добавок ситалла и алюминиевой пудры с

различным процентным содержанием (от 5% до 30%) исследовались на

адгезионную прочность соединения (сцепления) полимерного композиционного

покрытия к подложке. Полученные данные в результате этих исследований

показывают степень влияния вида и процентного содержания наполнителей

полимеров на прочность сцепления полимерных покрытий с подложкой

(таблица − 1).

Таблица 1 − Влияние наполнителей на прочность сцепления покрытий из

полиэтилена высокого давления низкой плотности (ПЭВД) Наполнитель Содержание наполнителя об., % Прочность сцепления, МПа

Без наполнителя --- 6,24

Ситалл

5 6,51

10 7,00

15 7,11

20 6,65

25 5,93

30 5,70

Алюминиевая

пудра

5 6,30

10 6,45

15 6,63

20 6,29

25 5,68

30 5,08

Проведенные исследования позволяют установить зависимости прочности

сцепления полимерных покрытий из полиэтилена высокого давления низкой

плотности (ПЭВД) от вида наполнителей (ситалла и алюминиевой пудры) и от

их процентного содержания (рисунок 1).

25

Рисунок 1 − Зависимость прочности сцепления σсц полимерных покрытий из

полимера ПЭВД от наполнителей в виде ситалла (1) и алюминиевой пудры (2) и

их процентного содержания βнап

Полученные результаты исследований прочности сцепления ПЭВД покрытий от наполнителей в виде ситалла и алюминиевой пудры и их процентного содержания свидетельствуют о том, что:

- введение неорганических наполнителей ситалла и алюминиевой пудры в полиэтилен способствует увеличению адгезии покрытия на 12 – 20%;

- адгезионная прочность сцепления ситаллополимерных покрытий с подложкой существенно выше прочности полимерных покрытий, напыляемых шихтой, содержащей алюминиевую пудру;

- величина критического процентного содержания наполнителей в полимерных покрытиях, до которой повышается адгезионная прочность и при превышении ее наблюдается уменьшение прочности, составляет примерно 15%;

- ситаллополимерные покрытия с содержанием наполнителя выше примерно 23% и покрытия с содержанием алюминиевой пудры более 20% имеют адгезионную прочность ниже, чем полимерные покрытия без наполнителей.

1. Белоцерковский, М.А. Активированное газопламенное напыление покрытий

порошками полимеров // Упрочняющие технологии и покрытия, 2007, №6, с.

19 – 23.

2. Теория и практика нанесения защитных покрытий / П. А. Витязь [и др.]. –

Минск: Беларус. навука, 1998. – 583 с.

УДК 621.793

ВЛИЯНИЕ РАЗМЕРОВ ЧАСТИЦ ПОРОШКОВ ПОЛИМЕРА НА

ПРОЧНОСТЬ ПОЛИМЕРНЫХ ГАЗОПЛАМЕННЫХ ПОКРЫТИЙ




Свойства полимерных покрытий получаемых газопламенными аппаратами,

определяющие их работоспособность и стойкость к внешним факторам,

26

действующим в процессе эксплуатации, зависят от ряда фактором, в том числе,

от адгезии материала покрытия к подложке. Значение адгезионной прочности

полимерного композиционного покрытия к подложке во многом зависит от

размеров частиц напыляемых порошков на подготовленную поверхность.

Экспериментальные исследования по определению влияния размера частиц

напыляемого материала на адгезионную прочность проводились следующим

образом. На предварительно подготовленную поверхность методом

газопламенного напыления наносились покрытия из смеси полимерных

порошков с содержанием ситалла 10 об. % с размерами частиц до 350 мкм при

соотношении их размеров dmax/dmin = 1,5, где dmax и dmin – максимальный и

минимальный размеры частиц напыляемого порошка, мкм. Затем определялась

прочность сцепления на отрыв ситаллополимерных покрытий толщиной 0,5 ÷

1,0 мм при различных средних размерах частиц порошков

полиэтилентерефталата, полиэтилена и полиамида. В результате

экспериментальных исследований установлено влияние среднего размера

частиц порошков полиэтилентерефталата, полиэтилена и полиамида (рисунок 1)

на прочность сцепления на отрыв полимерных покрытий.

Рисунок 1 – Зависимость прочности сцепления на отрыв покрытий от размера

частиц порошков полиэтилентерефталата (■), полиэтилена (▲) и полиамида (●)

Из рисунка 1 следует, что при газопламенном напылении полимерных

покрытий наибольшая адгезионная прочность достигается напылением

порошков размерами частиц от 150 до 300 мкм. Это можно объяснить

следующим:

− порошки с размерами частиц менее 100 мкм подвергаются повышенной

термоокислительной деструкции, что приводит к попаданию не полностью

сгоревших частиц непосредственно в зону контакта полимера и напыляемой

поверхности и снижению прочности сцепления;

− порошки с размерами частиц более 300 мкм не успевают расплавиться

под действием тепла факела, что приводит к попаданию не полностью

проплавленных частиц непосредственно в зону контакта полимера и

напыляемой поверхности и снижению прочности сцепления.

27

Очевидно, что при наличии в порошке крупных и мелких фракций их

необходимо разделять, чтобы пользоваться при напылении каждой фракцией

отдельно. Если порошок не разделен на фракции, нагрев и оплавление крупных

и мелких частиц происходит неравномерно: крупные частицы не успевают

полностью расплавиться, а мелкие сгорают. Это приводит к возникновению в

напыляемом покрытии внутренних напряжений, появлению трещин и снижению

адгезионной прочности соединения.

Результаты экспериментальных исследований по определению

оптимального фракционного состава полимерных порошков с размерами частиц

от 100 до 300 мкм показывают, что максимальная прочность сцепления

покрытий с основой наблюдается (рисунок 2) при следующем соотношении

между максимальным и минимальным диаметрами частиц в шихте: dmax / dmin <

(1,8 – 2,0).

Рисунок 2 – Зависимость прочности сопротивления отрыву полимерных

покрытий от соотношения размера частиц dmax/dmin порошков ПЭТФ ВТ (),

ПЭВД () и ПА-6 (▲) и содержании наполнителя – 10 об. %

Проведенные исследования показали (рисунки 1 и 2), что наибольшей

прочностью сцепления обладают покрытия на основе порошков

полиэтилентерефталата. Это связано с тем, что они имеете высокую энергию

функциональных групп и обладают более высокой адгезией.

В результате экспериментальных исследований по определению влияния и

оптимального соотношения размеров частиц порошков и вида напыляемого

полимерного материала на адгезионную прочность сопротивления отрыву

нанесенного полимерного покрытия от подложки установлено, что:

- наибольшая адгезия полимерных покрытий с основой достигается при

оптимальном фракционном составе полимерных порошков с размерами частиц

от 100 до 300 мкм;

- максимальная прочность сцепления покрытий с подложкой наблюдается

при следующих соотношениях между максимальными и минимальными

диаметрами частиц в шихте полимера: dmax / dmin < (1,8–2,0);

28

- наибольшей прочностью сцепления обладают полимерные покрытия на

основе порошков полиэтилентерефталата.

1. Белоцерковский, М.А. Технологические параметры газопламенного

напыления покрытий термопластичными полимерами / М.А. Белоцерковский,

А.В. Чекулаев, В.А. Кукареко // Механика машин, механизмов и материалов,

2009, №3, с. 69 – 74.

2. Белоцерковский, М.А. Активированное газопламенное напыление покрытий

порошками полимеров // Упрочняющие технологии и покрытия, 2007, №6, с.

19 – 23.

УДК 621.793

ВЛИЯНИЕ СОСТАВА ГОРЮЧЕЙ СМЕСИ НА АДГЕЗИОННУЮ

ПРОЧНОСТЬ СЦЕПЛЕНИЯ ПОЛИМЕРНЫХ ПОКРЫТИЙ




Установлено, что при реализации процесса напыления порошками

термопластичных полимеров с размером частиц до 300 мкм традиционным

методом сложно обеспечить необходимые значения прочности сцепления

покрытий с поверхностью деталей, испытывающих при эксплуатации

знакопеременные нагрузки в пределах упругих деформаций и в узлах сухого

трения скольжения. Наибольшие значения прочности сцепления на отрыв при

напылении порошка низкоплавкого полиэтилентерефталата со специальными

добавками составляют не более 8 МПа, а для полиамидов – около 7 МПа. Для

повышения прочности сцепления полимерных покрытий с поверхностью

указанных деталей, предложено использовать эффект повышения адгезии

полимеров к металлам при возникновении у полимеров кислородосодержащих

групп (– ОН, – СООН и др.).

Используя этот эффект был разработан способ газопламенного напыления

полимерных покрытий, заключающийся в том, что покрытие из одного

порошкового материала наносят в две стадии – сначала подслой, затем основной

слой, при этом используются различные горючие смеси. Экспериментально

установлено, что для аппаратов газопламенной обработки нижний предел в

восстановительном пламени соотношения воздуха и пропана в смеси составляет

16/1, а верхний предел в окислительном пламени – 32/1. Напыление

предварительного слоя осуществлялось порошком с размером частиц менее 60

мкм и с горючей смесью воздух – пропан от 24/1 до 32/1. Основное покрытие

напыляется порошком с размером частиц 100…300 мкм с горючей смесью

воздух – пропан от 20/1 до 24/1, а оплавление покрытия производят в смеси от

16/1 до 20/1.

29

Для напыления использовались порошки полиамида и

полиэтилентерефталата, рассеянные на фракции < 50; 50 – 60; 60 – 80; 80 – 100;

> 100 мкм. Горючая смесь воздух – пропан изменялось от 16/1 при

восстановительном пламени до предельно возможного для горения факела 32/1

при окислительном пламени.

На рисунке 1 представлены результаты исследования адгезии полимерных

покрытий, напыленных различной по составу пропано-воздушной смесью βнап и

порошками различных фракций. Установлено, что наибольшие значения

прочности сцепления достигаются (1) при использовании окислительного

пламени с горючей смесью воздух – пропан βнап от 24/1 до 32/1 и с размерами

частиц порошков менее 60 мкм. Таким образом, наибольший эффект адгезии

полимерных покрытий достигается при термоокислении порошков, у которых

имеется большая поверхностная площадь контакта частиц с кислородом

воздуха, что способствует образованию значительного числа

кислородосодержащих групп.

Рисунок 1 – Влияние состава горючей смеси на адгезию напыленных покрытий

из ПА 6 − ПЭНД частицами размером 50…63 мкм (1) и 100…200 мкм (2)

Для того чтобы обеспечить у напыленных порошковых слоев уровень

физико-механических свойств, близких к свойствам литых полимеров,

необходимо свести к минимуму воздействие факела пламени и окислительной

окружающей среды. Исследования интенсивность изнашивания J мкм/км при

сухом трении проводились с удельной нагрузкой 0,5 МПа и скоростью 0,2 м/с с

образцами покрытий из ПА 6 – ПЭНД в зависимости от соотношения воздуха и

пропана в смеси при напылении βнап и оплавлении покрытии βопл. Они показали,

что минимальная интенсивность изнашивания J мкм/км (рисунок 2),

обеспечивается при напылении основного покрытия порошком с размером

частиц более 100 мкм с нормальным пламенем горючей смесью воздух – пропан

от 22/1 до 24/1, а оплавление покрытия восстановительным пламенем в смеси от

16/1 до 18/1.

30

Рисунок 2 – Влияние состава горючей смеси при напылении и при

оплавлении на интенсивности изнашивания покрытий ПА 6 и ПЭНД

В результате экспериментальных исследований по определению влияния

состава горючей смеси на адгезию напыленных покрытий и интенсивность их

изнашивания установлено, что:

- напыление предварительного слоя, обеспечивающего адгезию покрытия,

необходимо осуществлять порошком с размером частиц менее 60 мкм в

окислительном пламени при соотношении воздуха и пропана в смеси от 24/1

до 32/1;

- напыление основного покрытия необходимо осуществлять порошком с

размером частиц 100–300 мкм в нормальном пламени при соотношении

воздуха и пропана в смеси от 22/1 до 24/1;

- оплавление покрытия производить восстановительным пламенем при

соотношении воздуха и пропана в смеси от 16/1 до 18/1.

1. Белоцерковский, М.А. Технологические параметры газопламенного

напыления покрытий термопластичными полимерами / М.А. Белоцерковский,

А.В. Чекулаев, В.А. Кукареко // Механика машин, механизмов и материалов,

2009, №3, с. 69 – 74.

2. Теория и практика нанесения защитных покрытий / П. А. Витязь [и др.]. –

Минск: Беларус. навука, 1998. – 583 с.

УДК 621. 793

ЗАВИСИМОСТЬ СВОЙСТВ ПОКРЫТИЙ ОТ СОСТАВА

РАСПЫЛЯЮЩЕЙ СТРУИ ПРИ ГИПЕРЗВУКОВОЙ МЕТАЛЛИЗАЦИИ

Белоцерковский М.А.1, Трусов Д.И.

1 Сосновский А.В.

2


2) Объединенный институт машиностроения НАН Беларуси

Технологии изготовления, восстановления, упрочнения и защиты

быстроизнашивающихся деталей машин и элементов конструкций, основанные

на формировании покрытий методами газотермического распыления проволок

– электродуговой металлизации и газопламенном проволочном напылении,

31

хорошо зарекомендовали себя при восстановлении деталей машин и

механизмов общемашиностроительного профиля. Одним из способов повышения физико-механических и эксплуатационных

характеристик покрытий, нанесенных методом традиционной электродуговой металлизации, является повышение скорости полета частиц напыляемого материала за счет нагрева распыляющего газа непрерывным источником энергии, при этом максимальную скорость истечения газовой струи можно получить путем использования сверхзвукового сопла Лаваля. Разработанная малогабаритная камера сгорания пропано-воздушной смеси оригинальной конструкции позволила создать ручной аппарат с высокими динамическими параметрами распыляющего потока (скорость 1300–1500 м/с), что и обусловило название процесса – «гиперзвуковая металлизация» (ГМ). Разработанные технология и оборудование ГМ позволяют наносить на детали износостойкие покрытия с повышенной прочностью сцепления, выдерживающие высокие контактные нагрузки при ударном нагружении. При этом пористость покрытий составляет менее 4% [1].

Высокая температура процесса формирования распыленных частиц обусловливает интенсивное взаимодействие газов, образующих распыляющий поток с диспергируемым металлом. Целью проведенных исследований явилось изучение влияния состава, распыляющего металл высокотемпературного потока при гиперзвуковой металлизации, на свойства покрытий.

Исследования проводились на аппарате гиперзвуковой металлизации типа

АДМ-10 при распылении проволок из сталей мартенситного класса. На первом

этапе исследований использовали для распыления факел пропано-воздушного

пламени, образованный при горении смеси следующего состава: режим 1 –

соотношение объемов воздуха и пропана (коэффициент β) = 18–20; режим 2 –

избыток воздуха (β = 26–28); режим 3 – чистый воздух (схема традиционной

электродуговой металлизации). Установлено что, содержание кислорода в покрытиях, полученных по

режиму 3, составляет 2,8–4,2 % в зависимости от расходов сжатого воздуха, причем максимальная концентрация 4,2 % достигается при расходах около 1,4–1,6 м

3/мин. Дальнейшее увеличение расхода распыляющего воздуха не

приводит к заметному повышению концентрации кислорода. Основное количество кислорода содержится в оксидах, располагающихся по границам деформированных при падении на подложку частиц, что отрицательно сказывается на когезионных свойствах материала покрытия. Количество кислорода в покрытиях, полученных по режиму 2, составляет от 1,5 до 3,0%, а по режиму 1 – находится в пределах от 1,33 до 2,25%.

Пористость покрытий в интервале дистанций напыления 50–200 мм уменьшается от 5 до 2,7% с увеличением расхода воздуха, подаваемого в распыляющий факел, от 0,75 до 2,0 м

3/мин. Минимальный расход определяется

устойчивостью горения горючей смеси, максимальный – расходом пропана из баллона. Дальнейшее увеличение расходов позволяет достичь более высоких значений плотности, однако это потребует усложнения технологической схемы процесса для обеспечения необходимого расхода горючего газа, например, подачи пропана с рампы.

32

Теоретический анализ влияния начальных параметров состояния распыляющего газа на термодинамические характеристики двухфазной струи и на степень диспергирования материала проволочных электродов показал [2], что параметрами, влияющими на величину силы струи, действующей на частицу расплавленного металла, являются давление P0 и температура T0 газа в камере сгорания металлизатора. Для повышения температуры предложено использовать в качестве горючего газа МАФ (метилацетилен-алленовая фракция), который представляет собой смесь метилацетилена и аллена (пропадиена). Температура пламени у смеси МАФ с воздухом выше на 200 градусов, чем у пропано-вздушной смеси.

Результаты экспериментальных исследований показали, что при использовании смеси МАФ + воздух с коэффициентом β = 12,5–15,0 количество кислорода в покрытиях не превышает 2,0%, а при смеси с коэффициентом β = 15,5–17,0, количество кислорода доходит до 3,1%. Пористость покрытий при использовании смеси с пониженным содержанием воздуха составляет не более 2,3%, что практически соответствует данным, полученным с пропаном.

Проведенные исследования показали, что наиболее плотные покрытия с минимальным количеством оксидов в процессе гиперзвуковой металлизации высоколегированных сталей образуются при использовании смесей пропан-воздух с коэффициентом β = 18–20 и МАФ-воздух с коэффициентом β = 12,5–15,0; расход воздуха при этом составляет 1,75–2 м

3/мин.

1. Витязь, П.А. Замена гальванического хромирования на технологию

гиперзвуковой металлизации при ремонте деталей узлов трения скольжения / П.А. Витязь, М.А. Белоцерковский, А.С. Прядко // Ремонт, восстановление, модернизация (РФ), 2010, №10, с.2-5.

2. Белоцерковский, М.А. Анализ процесса взаимодействия газопламенного факела и независимого спутного потока / М.А. Белоцерковский // Механика машин, механизмов и материалов, №2 (23), 2013. – С. 68 – 73.

УДК 539.375

ОПРЕДЕЛЕНИЕ АБСОЛЮТНОГО ПОКАЗАТЕЛЯ НЕЛИНЕЙНОСТИ

НАКОПЛЕНИЯ ПОВРЕЖДАЕМОСТИ

Белый А.Н.1, Щукин В.Я.

2, Кожевникова Г.В.

2



2) ГНУ «Физико-технический институт НАН Беларуси»


Феноменологическая теория вязкого разрушения предполагает, что

пластическая деформация сопровождается накоплением некоторой

безразмерной величины – повреждаемости П и при достижении ею предельного

значения происходит разрушение. Введем понятие повреждаемости металлов

33

[1]. Это абстрактная безразмерная величина, характеризующая степень

разрушения металлов. В исходном состоянии повреждаемость П равна нулю,

при разрушении повреждаемость П равна единице. Основная закономерность

повреждаемости заключается в том, что она суммируется из повреждаемостей

на каждом этапе деформации.

Рассмотрим, как соотносятся повреждаемость с накопленными

деформациями. Для этого введем понятие относительной деформации [1]:

пр

i

, (1)

где Λi – деформация на некотором этапе.

В исходном состоянии ψ равно нулю, при разрушении ψ равно 1.

Зависимость между повреждаемостью П и относительной деформацией ψ

принято [3] представлять в виде:

, (2)

где ρ – показатель нелинейности накопления повреждаемости.

При ρ = 1 зависимость между повреждаемостью и накопленными

деформациями становится линейной. При ρ > 1 в начальной стадии деформации

повреждаемость накапливается медленнее, при завершающей, наоборот,

быстрее. При ρ < 1 в начальной стадии деформации повреждаемость

накапливается быстрее, чем в заключительной.

Нами разработан метод определения показателя нелинейности

экспериментальным путем. Для этого деформация на одном образце

осуществляется в два этапа. На первом этапе при среднем напряжении (σ/К)1 в

момент времени t деформация составляет Λ1, а относительная деформация

ψ1 = Λ1/Λпр1. Затем изменяют условия деформирования, например, среднее

напряжение устанавливают до значения (σ/К)2, и деформацию доводят до

разрушения. На втором этапе деформация составила Λ2. Аналогичный второй

образец, но при напряженном состоянии (σ/К)2 уже за один этап доводим до

разрушения и определяем предельную накопленную деформацию в этих

условиях Λпр2. Для второго образца должен быть момент времени, когда его

повреждаемость равнялась повреждаемости первого образца в момент времени

t. Из закона суммирования повреждаемостей следует, что относительная

деформация второго образца в этом состоянии равна:

2

2пр

21 11

. (3)

Еще раз отметим, что повреждаемость при относительных деформациях ψ1

и ψ1′ одна и та же.

34

Далее исходили из того, что показатель нелинейности для первого образца

был ρ1, а для второго – ρ2. Тогда для повреждаемости, соответствующей

моменту времени t, имеем:

21 )()( 11

. (4)

В уравнении (4) два неизвестных ρ1, и ρ2, следовательно, они не могут быть

определены по абсолютной величине, а только в зависимости друг от друга, как

это указано в [2].

Для решения задачи определения абсолютного значения показателя

нелинейности ρ* произведем следующие действия:

1) временно допустим, что ρ1 = 1;

2) используем известную закономерность [3], что при уменьшении

среднего напряжения показатель нелинейности стремится к единице, и

существует такое значение (σ/К)*, при котором ρ = 1.

Значение (σ/К)* находим путем экстраполяции зависимости ρ = f(σ/К),

полученной на этапе с допущением ρ1 = 1. Анализ литературных источников по

деформационной теории разрушения показывает, что предложенный нами

метод является пока единственным для нахождения абсолютной величины

показателя нелинейности ρ*.

Таким образом, повреждаемость можно определить по формуле:

*

1П

. (5)

1. Пластичность и разрушение / под общ. ред. В.Л. Колмогорова. – М.:

Металлургия, 1977. – 336 с.

2. Щукин, В.Я. Основы поперечно-клиновой прокатки / В.Я. Щукин. – Минск:

Наука и техника, 1986. – 223 с.

3. Красневский, С.М. Разрушение металлов при пластическом деформировании

/ С.М. Красневский, Е.М. Макушок, В.Я. Щукин. – Минск: Наука и техника,

1983. – 173 с.

УДК 621.787: 539.214: 620.178.3

ЭВОЛЮЦИЯ НАУЧНЫХ ПРЕДСТАВЛЕНИЙ О ТЕХНОЛОГИЧЕСКОЙ

НАСЛЕДСТВЕННОСТИ В МАШИНОСТРОЕНИИ

Блюменштейн В.Ю.

Кузбасский государственный технический университет имени Т.Ф. Горбачева

Кемерово, Российская Федерация

Технологическая наследственность в машиностроении – одна из ключевых

областей научных исследований, включенная в паспорт соответствующей

35

научной специальности. Научные исследования в области технологической

наследственности (ТН) проводятся с 30-х гг. 20-го века.

В 30-е – 60-е годы ключевое внимание уделялось вопросам повышения

точности механической обработки и сборки машиностроительных изделий.

Следует отметить работы проф. А.П. Соколовского, который анализируя

точность обработки деталей на металлорежущих станках, обнаружил

копирование погрешностей по ходу технологического процесса [1]. В 50-е годы

проф. В.М. Кован предложил проводить размерный анализ от конечной

(сборка) к начальной (заготовка) стадиям производства [2]. Можно полагать,

что в этот период носителем наследственной информации являлась

изготавливаемая деталь, точностные параметры которой «копировались»

(наследовались) по ходу технологического процесса.

К началу 60-х годов существенно возросли требования к надежности

деталей машин, что потребовало нового подхода к оценке технологических

процессов.

Проф. Петр Иванович Ящерицын, 100-летие которого отмечает научно-

педагогическая общественность, выполнив комплекс исследований точности и

качества поверхностного слоя (ПС) деталей подшипников, обосновывает

необходимость рассмотрения свойств обработанных поверхностей в

зависимости от всей совокупности выполняемых операций [3]. Совместно с

проф. Э.В. Рыжовым и В.И. Аверченковым показано, что в технологическом

процессе существуют своеобразные «барьеры», являющиеся препятствием для

некоторых параметров, описывающих поверхностный слой изделия [4]. При

этом выделяют положительные и отрицательные факторы технологической

наследственности; при проектировании технологических процессов в структуру

следует вводить операции, которые создавали бы больше препятствий к

прохождению к финишной операции отрицательных факторов.

В этот же период проф. А.М. Дальский показал роль наследственности в

обеспечении надежности высокоточных деталей машин [5]. Совместно с проф.

А.С. Васильевым и А.И. Кондаковым получены новые знания о

технологических средах [6]. Установлены основные формы наследования,

проявляющиеся в технологических средах различных уровней:

параметрическое, структурное и наследование характеристик взаимодействия

выделенного объекта (заготовки) с внешней средой. Превалирует мнение о том,

что носителем наследственной информации является тонкий поверхностный

слой, формирующийся на всем протяжении технологического процесса.

Руководитель Брянской школы технологов проф. А.Г. Суслов полагает, что

описание технологической наследственности может быть представлено

различными вариантами структурных моделей [7]. Ключевое внимание

уделяется совершенствованию методов обработки и сборки, разработке

аналитического расчетного аппарата процессов с учетом ТН; при этом

проектирование, изготовление, эксплуатация и ремонт деталей машин

рассматриваются как единый процесс.

36

Проф. В.М. Смелянским и автором данной работы процессы резания,

поверхностного пластического деформирования и последующего

эксплуатационного усталостного нагружения рассматриваются при

использовании единого методологии – на основе рассмотрения явлений

накопления деформаций и исчерпания запаса пластичности в очагах

пластической деформации в условиях изменяющейся схемы напряженно-

деформированного состояния[8]. Авторы полагают, что носителем

наследственной информации является очаг деформации; при этом, собственно

наследственность характеризуется накопленными деформациями и

исчерпанным и остаточным запасом пластичности материала детали.

Развиваются аналитические модели поведения металла под нагрузкой в

процессах обработки и эксплуатации, новые расчетные методики

проектирования упрочняющих технологий.

Таким образом, в 60-е–90-е годы ТН является одним из ключевых

инструментов получения новых знаний о формировании качества

поверхностного слоя и эксплуатационных свойств деталей машин, что

позволило в существенной мере повысить качество машиностроительных

изделий.

К середине 90-х гг. становится очевидным, что традиционный макро- и

микроинструментарий исследований качества ПС в наследственной постановке

исчерпал себя; это существенно затрудняло получать новые знания и

закономерности поведения металла под нагрузкой. Появление новых тонких

физических методов и средств исследований позволило получить новые

результаты на наноразмерном уровне.

В настоящее время актуальны исследования в области физики металлов и

кристаллографии, позволяющие получать уникальные знания, развивать

эволюционные представления о кристаллических структурах материалов.

Важнейшие достижения в этой области демонстрирует проф. А.Р. Оганов,

например, [9]. Автор разработал и использует эволюционный, а, по мнению

рядя физиков, революционный алгоритм для прогнозирования и формирования

новых уникальных структур кристаллов. Согласно алгоритму, кристаллическая

структура оценивается с позиций энергетического состояния; расчет позволяет

найти наиболее выгодную низкую энергетическую область с устойчивой

структурой. Проф. А.Р. Оганов, используя терминологию и подходы из

биологической эволюции, «производит детей из родителей, путем

использования либо законов наследственности, либо разного рода мутаций».

Приведем еще один пример создания наномашин с использованием

методов молекулярного моделирования [10].

На современном этапе развития научных знаний только такие подходы

позволяет получать принципиально новые знания и закономерности и

использовать их для создания новых уникальных материалов, технологий и

изделий. Безусловно, это требует смены образовательной парадигмы в системе

высшего профессионального образования при подготовке кадров для

37

машиностроения; ключевое внимание должно уделяться базовым научным

дисциплинам: физике металлов, кристаллографии и др.

1. Соколовский, А. П. Научные основы технологии машиностроения. – М.:

Машгиз, 1955. – 515 с.

2. Кован, В. М. Расчет припусков на обработку в машиностроении. – М.:

Машгиз, 1953. – 208 с.

3. Ящерицын, П. И. Технологическая наследственность и эксплуатационные

свойства деталей. – Минск: Наука и техника, 1971. – 210 с.

4. Ящерицын, П. И., Рыжов Э.В., Аверченков В.И. Технологическая

наследственность в машиностроении. Минск: Наука и техника, 1977. 256 с.

5. Дальский, А. М. Технологическое обеспечение надежности высокоточных

деталей машин. – М.: Машиностроение, 1975. – 223 с.

6. Технологическая наследственность в машиностроительном производстве /

А.М. Дальский, Б.М. Базров, А.С. Васильев и др.; Под ред. А.М. Дальского.

М.: Изд-во МАИ, 2000. 364 с.

7. Суслов, А. Г. Качество поверхностного слоя деталей машин. – М.:

Машиностроение, 2000. – 320 с.

8. Блюменштейн, В. Ю. Механика технологического наследования на стадиях

обработки и эксплуатации деталей машин [Текст] / В. Ю. Блюменштейн, В. М.

Смелянский. – М. : Машиностроение-1, 2007. – 400 с.

9. Qiang Zhu, Artem R. Oganov, Colin W. Glass, Harold T. Stokes. Constrained

evolutionary algorithm for structure prediction of molecular crystals:

methodology and Applications // Acta Crystallographica, Section B, Structural

Science. Acta Cryst. (2012). B68, P. 215–226.

10. Rieth, M. Series on the Foundations of Natural Science and Technology – Vol. 6.

NANO-ENGINEERING IN SCIENCE AND TECHNOLOGY. An Introduction

to the World of Nano-Design. – Singapore, 2003. – 160 pp.

УДК 621.778.073

СВЯЗЬ ЭФФЕКТИВНОСТИ ПРОИЗВОДСТВА МЕТАЛЛОКОРДА

С ПЛАСТИЧЕСКИМИ СВОЙСТВАМИ

ВЫСОКОУГЛЕРОДИСТОЙ СТАЛЬНОЙ ПРОВОЛОКИ

Бобарикин Ю.Л., Авсейков С.В.

УО «Гомельский государственный технический университет

имени П.О. Сухого»

Современное производство металлокорда развивается в направлении

повышения прочности. Металлокорд является основным армирующим

элементом автомобильных шин. Использование металлокорда высоких классов

прочности способствует снижению его массовой доли в шине и соответственно

снижению массы шин, а также повышает ее несущую способность.

38

Увеличение производства шин с использованием металлокорда классов

прочности HT (высокопрочный), SHT (сверхвысокопрочный) и UT

(ультрапрочный) вызывает потребность в производстве стальной проволоки для

металлокорда с содержанием углерода более 0,8%. Рост содержания углерода

сопровождается потерей эффективности производства металлокорда вследствие

более интенсивного упрочнения этого вида проволоки. Выпуск металлокорда

высоких классов прочности требует повышения эффективности их

производства. Эта задача реализуется путем снижения количества обрывов

металлокорда в процессе его свивки, а также снижением отбраковки

металлокорда по отклонению от прямолинейности.

Известно, что вероятность обрыва проволоки при свивке в металлокорд

оценивается ее относительным удлинением δ, как показателем пластичности

проволоки после волочения. На изменение величины относительного удлинения

εδ высокоуглеродистой стальной проволоки от проволочной заготовки до

готовой проволоки существенное влияние оказывает максимальная температура

поверхности проволоки Tп.п. в процессе волочения [1].

В процессе релаксации остаточных напряжений в металлокорде

происходит перераспределение упругой и пластической деформаций. При

постоянной деформации металлокорда с течением времени часть упругой

деформации в проволоке переходит в пластическую. Это явление

сопровождается ростом отклонения от прямолинейности металлокорда [2].

Обобщение приведенных результатов позволило выявить взаимосвязь

между обрывностью и прямолинейностью металлокорда (рисунок 1). Эта

взаимосвязь обусловлена влиянием пластических свойств проволоки на эти

параметры. Адекватность этой взаимосвязи подтверждается производственной

статистикой.

Металлокорд: #1 – 4+3x0.35UT, #2 – 3+2x0.35UT, #3 – 3+8x0.35HT,

#4 – 2+2x0.30SHT

Рисунок 1 – Взаимосвязь брака по прямолинейности и относительной

обрывности металлокорда

39

Таким образом, повышенная пластичность готовой проволоки снижает обрывность металлокорда, но увеличивает его отбраковку по прямолинейности и наоборот. Поэтому требуется определить оптимальное значение δ. Задача решена в граничных условиях: минимальное значение δ, обеспечивающее низкую отбраковку металлокорда по прямолинейности должно быть равно значению деформации проволоки при ее свивке в металлокорд, а максимальное значение δ ограниченно допустимым значением брака по прямолинейности. Оптимальным значением δ будет являться величина соответствующая граничным условиям и обеспечивающая допустимую обрывность. В случаях отсутствия оптимального значения δ повышение эффективности производства металлокорда приведенным методом не осуществимо. В подобных случаях принимается максимальное значение δ, ограниченное допустимым значением брака по прямолинейности. Далее предлагаются дополнительные способы снижения обрывности металлокорда с пониженной пластичностью проволоки. Формирование оптимального значения δ достигается изменением суммарного обжатия при волочении, скорости волочения, механических свойств проволочной заготовки.

В результате определилось основное направление повышения эффективности производства металлокорда посредством формирования оптимального значения относительного удлинения готовой проволоки.

1. Бобарикин Ю.Л., Авсейков С.В. Оценка вероятности обрыва высокоуглеродистой латунированной проволоки при свивке в металлокорд // Современные методы и технологии создания и обработки материалов: Сб. научных трудов. В 3 кн. Кн. 3. Обработка металлов давлением. – Минск : ФТИ НАН Беларуси, 2014. – 217 с. : ил. – с.18-28;

2. Бобарикин Ю.Л., Авсейков С.В., Мартьянов Ю.В. Способ повышения прямолинейности металлокорда осевым растяжением тонкой проволоки // Механическое оборудование металлургических заводов: Междунар. сб. науч. тр./ Вып. 3 – Магнитогорск: Изд-во Магнитогорск. гос. техн. ун-та им. Г.И. Носова, 2014 C. 106-111/

УДК 621.01: 658.512

ТЕХНОЛОГИЧЕСКОЕ НАСЛЕДОВАНИЕ ПАРАМЕТРОВ КАЧЕСТВА

МАТЕРИАЛА И ПОВЕРХНОСТИ ДЕТАЛИ

Бородавко В.И.1,Гайко В.А.

1, Позылова Н.М.

1,

Премент Г.Б.1, Кусакин Н.А.

2, Колмаков А.Г.

3

1) ГНПО «Центр» НАН Беларуси, Минск, Республика Беларусь

2) Институт «Кадры индустрии» Минпрома, Минск, Республика Беларусь


Москва, Россия

В технологии машиностроения под наследственностью подразумевают

явление переноса свойств обрабатываемого объекта от предшествующих

40

Н0 Н1

Н2

ρ0 ρ1 ρ2

I0 I1 I2

З Д

R0 R1 R2

Н0 Н1 Н2

ρ0 ρ1 ρ2

I0 I1 I2

З Д

R0 R1 R2

Рисунок 2 - Граф технологического

наследования, отражающий

взаимовлияние физико-механических и

геометрических параметров качества

операций к последующим, которое в дальнейшем сказывается на свойствах

деталей машин. Носителями наследственной информации являются

обрабатываемый материал и поверхности детали со всем многообразием

описывающих их параметров. Носители информации активно участвуют в

технологическом процессе, проходя через различные операции и переходы,

испытывая воздействия технологических факторов.

Технологический процесс изготовления деталей может быть представлен в

виде графа, выделяющего при изготовлении заготовительные, черновые

операции, чистовые и отделочные операции, а так же стадии эксплуатации.

Граф, как правило, является ориентированным, а параметры качества

взаимосвязаны между собой (рисунок 1).

HK01

HK12

01K

12K

IK01

IK12

RK01

RK12

Начальная вершина графа, при описании технологического процесса и

эксплуатации представляет собой заготовку (З). Конечная вершина – готовая

деталь (Д) в процессе эксплуатации. Ориентированные ребра графа показывают

передачу свойств детали при обработке и в эксплуатации.

Передача ребра описывается коэффициентом наследования K,

показывающим количественное изменение свойства и равным отношению

предыдущих Sj и последующих Sj+1 значений свойства:

K = Sj/Sj+1.

Помимо прямой передачи свойств (рисунок 1) при технологическом

наследовании целесообразно оценивать их взаимовлияние (рисунок 2). Общую

структуру процессов можно представить как сложную многомерную систему, в

виде последовательности изменения основных параметров качества детали. На

вход технологической системы поступают различные характеристики заготовки

Рисунок 1 - Развернутый граф

технологического наследования,

учитывающий комплекс

параметров качества

41

{S10, S20, ..., Sm0}, а на её выходе обеспечивается соответствующий набор тех же

характеристик для готовой детали {S1p, S2р, ..., Smp}. Эти изменения

определяются действием совокупности технологических tl1, tl2, ..., tln факторов

для каждой операции l рассматриваемого процесса.

Так для параметра качества S после окончательной обработки:

pb

pppSaS

1

.

Количественные связи наследственности, зависящие от выбора метода

обработки, определяются коэффициентами b, а основные условия обработки

внутри этого метода – коэффициентами a. Выполнив преобразования с

уравнениями для предшествующих операций p-1, p-2, ..., 1 получают общую

математическую модель изменения параметра качества для всего процесса:

11211 ...

0

...

121...

bbbbbbbb

p

b

ppp

ppppppp SaaaaS

Коэффициент наследственности al описывает влияние факторов tl1, tl2, ..., tln

на рассматриваемый параметр качества Sj для операции l и может быть

представлен:

ln21

ln2101

kk

l

k

ll...tttka ll

где kl0, kl1, kl2, .., kln – эмпирические коэффициенты влияния технологических

факторов.

Анализ зависимостей показывает, что весь процесс может быть выражен в

виде суммы действия окончательной операции и некоторой доли влияния

предшествующих операций на исходное состояние заготовки S0, которые

определяются коэффициентами наследственности b1, b2,.., bp. Если на какой-

либо операции l коэффициент технологической наследственности bl = 0, то это

означает отсутствие влияния исходного качества состояния заготовки на

окончательное состояние после данной операции, что может служить

интерпретацией действия на операции l непреодолимого «технологического

барьера».

Для выявления основных наследуемых в эксплуатации показателей

качества, посредствам контроля которых целесообразно управлять

технологическим процессом, проводился ABC-анализ (рисунок 3) изменения в

процессе эксплуатации начальных геометрических параметров поверхности и

физико-механических характеристик материала.

42

0 – формирование поверхности; А – изменение контактных нагрузок; В – выход детали из

строя; С – полное разрушение поверхности; I – приработка; II –нормальное изнашивание; III

– катастрофическое изнашивание; 1 – шероховатость поверхности; 2 – структура

поверхностного рельефа; 3 – волнистость поверхности; 4 – структура поверхностных слоев;

5 – форма поверхности; 6 – точность размеров; 7 –остаточные напряжения; 8 – структура

основного материала

Рисунок 3 - АВС-анализ изменения в процессе эксплуатации (I – III)

начальных показателей качества (1 – 8)

ABC-анализ показал, что в большинстве случаев, уже в период приработки

(I) существенно меняется шероховатость (1) и структура поверхностного

рельефа (2). Волнистость (3) и структура поверхностных слоев (4) изменяются

при установившемся изнашивании (II). Точность размеров (5) и геометрическая

форма поверхности (6) остаются в пределах допустимых значений даже в

начале стадии катастрофического изнашивания (III). Только остаточные

напряжения (7) и структура основного материала (8) могут сохраняться до

полного разрушения трущихся поверхностей.

УДК 621.89;669.018.715

ПОСТРОЕНИЕ КАРТ ТРЕНИЯ АЛЮМИНИЕВОГО СПЛАВА С

ИНТЕРМЕТАЛЛИДНЫМ УПРОЧНЕНИЕМ, ПОЛУЧЕННОГО

ВИХРЕВЫМ ЗАМЕШИВАНИЕМ

Быков П.А.1, Болотова Л.К.

1, Калашников И.Е.

1, Кобелева Л.И.

1,

Колмаков А.Г.1, Хейфец М.Л.

2

1) ИМЕТ им.А.А.Байкова РАН, г. Москва, Россия

2) Президиум НАН Беларуси, г. Минск, Беларусь

Из явлений, сопровождающих трение, отмечают два, оказывающих

наибольшее влияние на работоспособность подвижных сопряжений различных

машин и механизмов [1]. Это генерирование тепла в процессе трения и

изнашивание контактирующих деталей подвижных сопряжений. Нагрев

трущихся тел приводит к разрушению смазочных слоев, разделяющих

43

контактирующие поверхности, и следовательно, к интенсификации

изнашивания. В связи с этим, важное значение приобретают работы по

созданию принципиально новых износостойких материалов с гетерофазной

структурой, в том числе металлокомпозитов, в которых пластичная матрица

упрочнена тугоплавкими прочными наполнителями. При таком сочетании фаз

предполагается значительное повышение несущей способности

композиционных материалов (КМ) и расширение температурных интервалов

работы узлов трения.

В процессе трения металлических материалов на первом этапе происходит

приработка между образцом и контртелом, для которой в большинстве случаев

характерно абразивное изнашивание. Далее характер трения зависит от

нагрузок. При невысоких нагрузках это «мягкое трение» – окислительный

механизм трения, при котором происходит образование и отслаивание окисных

плёнок. При малых нагрузках окисные плёнки препятствуют металлическому

контакту между телами, защищая матрицу от повреждений. В области высоких

нагрузок возникает «жёсткое» трение, для которого характерна интенсивная

пластическая деформация, усталостное разрушение, адгезия. При этом режиме

возникают металлические связи между испытываемым образцом и контртелом,

что вызывает пластическую деформацию сдвигом и схватывание.

Заметное влияние на изнашивание материалов оказывает температура в

зоне трения. Фрикционный нагрев вызывает заметное разупрочнение трущихся

тел, повышает вероятность схватывания материалов. Измерение и наблюдение

за температурной кривой в процессе трения позволяет определять моменты

изменения режимов трения и видов изнашивания. Введение в сплавы

армирующих частиц сдвигает точку перехода от мягкого режима трения к

жёсткому в область более высоких параметров.

В данной работе исследовано влияние условий трения (нагрузки и

скорости скольжения) на смену режимов трения в КМ, содержащим

интерметаллидные фазы AlхTiy, сформированные в процессе реакционного

литья. Такие фазы в матрице при трении скольжения служат опорами и

сохраняют ее от разрушения. Также изучали влияние контактной температуры

на режимы трения. Для изображения областей устойчивых режимов трения

строили карты трения.

В качестве матрицы использовали алюминиевый сплав А99, а наполнителя

- порошок титана размером 200-400 мкм (ТУ 1794-449-05785388-99). Порошок

в количестве 5мас% вводили в расплав алюминия, нагретый до 750оС и

перемешивали в течение 1 мин. (скорость вращения импеллера 600 об/мин).

Образецы КМ испытывали в условиях сухого трения скольжения на установке

МТУ-01 (ТУ 4271-001-29034600-2004) по схеме осевого нагружения: втулка

(контртело) из стали 45 (HRC>45) против шайбы (КМ). Скорость вращения

втулки составляла 280, 540 и 870 об/мин (0,202, 0,39, 0,63м/с). Осевую нагрузку

N изменяли от 18 до 140 Н.

Результаты исследований показывают, что в процесс трения КМ

разделяется на 2 режима трения, а именно режим мягкого и жёсткого трения.

44

Эти механизмы трения могут быть представлены с помощью карты трения

(рисунок).

0

20

40

60

80

100

120

200 300 400 500 600 700 800 900 1000

На

гр

узк

а, Н

Скорость, об/мин

77

42

38

32

30

24

23

15

14

139

96

56

39

56

23

мягкий

режим

жесткий

режим

Рисунок - Карта трения КМ. Цифры при точках на карте показывают

величину интенсивности изнашивания Im, (х10-3

мг/м)

Карта построена в координатах осевой нагрузки и скорости скольжения.

Граница перехода от мягкого режима к жёсткому представлена в виде кривой.

Для построения карты использовали результаты определения интенсивности

изнашивания и анализ характера роста температуры в зоне трибоконтакта

поверхностей.

Таким образом, определена область режима мягкого трения и условия,

которые предпочтительны при использовании данного материала в

трибосопряжениях.

1. Трение, износ и смазка (трибология и триботехника)/ Чичинадзе А.В, Э.М.

Берлинер, Э.Д. Браун и др.; Под общ. ред. Чичинадзе А.В. – М.:

Машиностроение, 2003. – 576с.

УДК 539.3

ОПТИМАЛЬНЫЕ КОНСТРУКЦИОННЫЕ И ТЕХНОЛОГИЧЕСКИЕ

ПАРАМЕТРЫ АРМИРОВАННЫХ ПОЛИМЕРНЫХ КОМПОЗИТОВ –

ОСНОВА РАЗРАБОТКИ ПЕРСПЕКТИВНЫХ ИЗДЕЛИЙ

МАШИНОСТРОЕНИЯ И ЭНЕРГЕТИКИ

Василевич Ю.В., Неумержицкая Е.Ю.



Современные композиционные материалы обладают не только широким

спектром свойств, выгодно отличающих их от традиционных материалов, но и

способностью к направленному изменению этих свойств в соответствии с

назначением конструкции.

Внимание специалистов многих стран мира все больше привлекают

конструкционные материалы в виде ориентированных волокнистых

45

композитов. Предназначены они для изготовления основных и

вспомогательных несущих элементов конструкций. Для этого имеется

возможность выбора их из целого ряда типов волокнистых структур,

получаемых различными текстильными методами. Уникальное сочетание

легкости, гибкости, высокой прочности и вязкости разрушения, характерное

для текстильных армирующих структур, определило преимущество их

применения для широкого спектра изделий – от крыльев самолета до углерод-

углеродных носовых обтекателей.

Композиты можно охарактеризовать как определенную комбинацию

разнородных материалов, обладающую специфической структурой и

геометрической формой. При проектировании композита стараются

реализовать наивысшие эксплуатационные характеристики материала,

недостижимые при использовании каждого из компонентов в отдельности.

Довольно часто удается получать композиты с уникальными структурами,

формой и свойствами, которые значительно превосходят свойства

компонентов.

Непропитанные волокнистые материалы (волокно, нити или ткани),

образующие определенную плоскую или пространственную структуру,

называют текстильными армирующими каркасами. Текстильные каркасы

различаются ориентацией волокон, видом переплетения и геометрическими

параметрами. Строение текстильного каркаса может изменяться в широком

диапазоне от простого плоского листа до сложной пространственной

многонаправленной структуры.

Элементы конструкций из композиционных материалов, воспринимающие

основные и второстепенные нагрузки, должны изготавливаться из

высокомодульных волокон и нитей. С коммерческой точки зрения к числу

основных высокомодульных волокон относятся стеклянные, углеродные,

органические, керамические и стальные волокна. Каждый из видов волокон

обладает своими характерными преимуществами и недостатками по сравнению

с другими. Например, углеродные волокна самые жесткие и упругие.

Органические волокна хорошо сопротивляются разрыву, но плохо переносят

сжимающие нагрузки. Стеклянные волокна самые дешевые и доступные,

обладают наиболее высокой вязкостью разрушения, но не имеют прочности и

жесткости, присущих другим волокнам.

Важнейшую роль в пластике играет характер и ориентация расположения

наполнителя в матрице, приводящие к анизотропии свойств композита.

Анизотропия стеклопластиков (конструктивная анизотропия) оказывается еще

одним регулируемым параметром, дополнтй «степенью» свободы при

конструировании полимерных материалов и конструкций на их основе. Другим

преимуществом перед обычными изотропными материалами является

эффективное управление анизотропией их механических, теплофизических и

других свойств в плоскости армирования. Это дает дополнительные резервы в

повышении надежности конструкций, снижении их массы и расширении

46

области применения. Управление анизотропией свойств осуществляется

варьированием укладки арматуры.

Появляется возможность формировать свойства материала под

конкретную деталь под ее напряженно-деформированное состояние, что

обеспечивает повышение несущей способности изделия и приводит к

существенному снижению его массы. При этом использование

композиционного материала предоставляет возможность широкого выбора

исходных компонентов и структурных схем армирования, технологических

способов формообразования изделия и получения требуемой геометрии

поверхности конструкции, что дает большую степень свободы разработчику

при проектировании изделия.

Основная роль полимерного связующего заключается в обеспечении

монолитности материала и фиксации армирующих компонентов в заданном

положении или ориентации. Производство большого количества изделий из

неармированных полимеров свидетельствует, что полимерное связующее

можно отвердить сложной пространственной формы, обладающей

значительной структурной целостностью. Однако пространственная система из

текстильных композитов сама по себе не обладает структурной целостностью,

особенно при сжатии. Система из непропитанных полимером текстильных

волокон может быть изготовлена различными способами: в виде мата из

рубленых волокон, сборки из нитей, пакета тканых листов или плотной

трехмерной тканой конструкции. Чтобы образовать непрерывную матрицу и

придать жесткость армирующему каркасу связующее должно обладать

хорошей проникающей способностью сквозь переплетения каркаса и смачивать

поверхность волокон, образующих каркас. Следовательно, требования к

величине вязкости полимерной системы зависят от структуры армирующего

каркаса и используемого для пропитки технологического приема. В свою

очередь поверхность волокон, контактирующих со связующим, должна иметь

возможность быть смачиваемой и совмещаться с полимерной системой.

УДК 539.3

СТРУКТУРНАЯ ОРГАНИЗАЦИЯ ТКАНЫХ НАПОЛНИТЕЛЕЙ ДЛЯ

КОМПОЗИЦИОННЫХ МАТЕРИАЛОВ

Василевич Ю.В., Неумержицкая Е.Ю.



В современном производстве для композиционно-волокнистого материала

(КМ) применяют наполнители, получаемые на основе: 1) прядей или нитей,

изготовленных из волокон, а также ровницы (жгутов), 2) тканей и 3) матов

(холстов). В первом случае КМ получается путем послойной укладки семейств

однонаправленных нитей. В результате образуется слоистая структура взаимно

перпендикулярных семейств нитей, у которых отсутствует взаимное

47

переплетение. Во втором случае рассматриваются ортотропные структуры из

композиционных материалов, которые представляют собой многослойные

среды на основе тканей, имеющих упорядоченное расположение волокон. Все

слои сориентированы в одном направлении. Эта система пропитана

полимерным связующим. Необходимо отметить, что тканые материалы

создаются из нитей и первоначально обладают высокой гибкостью.

Существуют две причины этой гибкости: 1) гибкость самой нити, состоящей из

тонких параллельных волокон, движение которых ограничивается только

трением между ними при деформировании, 2) структура ткани создается путем

переплетения нитей без жесткой связи в местах переплетения. Это означает,

что перемещение отдельных нитей или волокон в структуре, вызванное

усилиями, приложенными к ткани, имеют свойства, аналогичные свойствам

тела с подвижной структурой.

Для построения модели расчета препрегов берется за основу

иерархическая структурная организация этих материалов. Композиты в

принципе можно охарактеризовать как определенную комбинацию

разнородных материалов, обладающую специфической структурой и

геометрической формой.

Поверхность непрерывных стеклянных волокон в процессе вытягивания

покрывается замасливателем для защиты волокон от разрушения при трении

друг о друга и о детали перерабатывающего оборудования, а также для

склеивания их в нить. Текстильные замасливатели препятствуют адгезионному

взаимодействию между волокном и связующим, в результате чего в условиях

повышенной влажности существенно ухудшаются механические и

диэлектрические показатели стеклопластиков.

Причина высокой прочности стеклянного волокна кроется в технологии

его получения и связана с высокой скоростью механической вытяжки расплава

стеклянной массы, увеличением скорости охлаждения волокна и уменьшением

диаметра получаемых нитей. В современном производстве используются

волокна диаметром 3 - 11 мкм.

Следующий уровень представляют тканые, трикотажные, плетеные

материалы, полученные с помощью специальных способов переплетения нитей.

Строение ткани определяется совокупностью различных факторов, в том числе

геометрическими характеристиками взаимного расположения нитей основы и

утка с перегибами друг на друга при переходе с одной стороны ткани на

другую. При перегибах друг на друга согласно закономерности переплетения

между натянутыми нитями основы и утка возникают силы взаимного давления.

В результате этого возникают силы трения и сцепления между нитями,

которые удерживают отдельные нити в ткани как в едином целом изделии. Строение ткани зависит от следующих основных факторов: сырьевого

состава нитей; вида нитей и способа их получения; линейной плотности нитей, текс; формы и размеров поперечного сечения нитей; физико-механических свойств нитей; переплетения нитей в ткани; плотности нитей в ткани по основе

48

и по утку; технологических параметров выработки ткани на ткацком станке (натяжение нитей, форма зева, частота вращения главного вала станка и т.д.).

Формирование стеклянной ткани, как и всякой другой ткани, происходит в результате взаимного переплетения двух семейств нитей (основы и утка). Основные нити располагаются вдоль ткани, уточные нити – в поперечном направлении ткани. Переплетением называется определенный порядок чередования перекрытий одной системы нитей с нитями другой системы. Переплетение нитей в ткани определяет ее строение. При выработке тканей используют разнообразные переплетения. Предсказание физико-механических свойств тканых композитных материалов и проектирование тканей под заданные свойства весьма важно для их применения в технике. Сложность объемной структуры плетений и наличие различных иерархических уровней (10

-5 м – волокна, 10

-3 м – нити/жгуты, 10

-1 м – ткань, 10

о м – конструкция)

определяет высокую сложность математических моделей и существенную неопределенность, приводящих к накоплению ошибок при переходе с одного уровня на другой. С другой стороны такая иерархия обеспечивает универсальность процедуры моделирования для всего многообразия тканых структур. Ключ к успеху интегрированного моделирования лежит в объединении механики композитов и текстильного материаловедения.

Варьирование структуры (топологии переплетения) ткани – эффективный путь оптимизации текстильного армирования. Исходными данными для моделирования являются: линейная плотность нитей, их поперечное сечение в свободном состоянии, диаграммы сжатия и изгиба, топология переплетения, плотность ткани.

Если ткань деформирована, то модель расчета может быть реализована в новой, системе координат. Сравнивая натяжение, изгиб и сжатие нитей в исходной и деформированной конфигурации, можно рассчитать усилия, вызвавшие деформации. Такой подход через известные деформации наиболее соответствует технологиям трансформации, когда известны начальная и конечная конфигурации.

УДК 621.791.947.55

ПОВЫШЕНИЕ ОБРАБАТЫВАЕМОСТИ НИЗКОУГЛЕРОДИСТОЙ

СТАЛИ 09Г2С ПОСЛЕ ПЛАЗМЕННОЙ РЕЗКИ

Василенко А.Г., Наумчик Н.А., Яцкевич О.К.



Плазменная резка – один из современных методов получения изделий из

стальных пластин толщиной от 3 до 200 мм [1-3]. Физические свойства

обработанных плазмой поверхностей в настоящее время не достаточно

изучены. Это связано с комплексностью энергетического воздействия плазмы

на конденсированную систему, которое не ограничивается только термическим

нагревом, но и взаимодействием плазмы с веществом. Ввиду широкого

применения плазменного оборудования на производстве для разрезки стальных

49

листов и получения заготовок, которые в последствии будут подвергнуты

механической обработке, исследование физических свойств обработанных

плазмой конденсированных сред является весьма актуальным [1-7].

Целью данной работы стало изучение влияния роли режимов плазменной

резки на геометрические характеристики плазменного реза, а также

структурные и фазовые превращения в приповерхностных слоях.

В качестве объектов исследования выступали образцы стали 09Г2С

размером 15х15х8 мм, полученные методом плазменной резки. Резка

осуществлялась на установке Corsaras 7026. Скорость резки варьировалась в

пределах от 440 до 3000 мм/мин при силе тока 40-100 А.

После плазменной резки с детали испарялось (уносилось) определенное

количество материала и образовывался скос кромки. Были получены

зависимости изменения площади сечения среза образцов и угла скоса кромки от

режимов резки. Геометрические размеры сечения определялись по

фотографиям сечения образцов с последующей их масштабной обработкой.

Разрешение сканера 1200dpi (50 т/мм).

Рисунок 1 – Зависимости величины площади реза от силы тока и скорости резки

Видно, что с увеличением скорости резки количество уносимого металла

уменьшается, это наиболее характерно для резки с меньшими значениями силы

тока, что обусловлено предельными режимами установки и при дальнейших

увеличениях скоростей приведет к непрорезанию детали.

Рисунок 2 – Зависимость угла скоса кромки от силы тока и скорости резки

V, мм/мин

S, мм2

I, А

V, мм/мин

α,

град

I, А

50

Установлено, что с увеличением скорости резки угол скоса кромки достигает максимальной величины на определенных значениях скорости. Наличие данного экстремума говорит и о недостаточной мощности плазменной дуги для проплавления металла в нижней части листа. При последующем увеличении скорости резки угол скоса кромки уменьшается, поскольку металл в верхней части листа разогревается менее эффективно и, благодаря отводу тепла в глубину детали, не успевает оплавляться и испаряется только непосредственно в контакте с плазменной дугой.

Проведенные исследования позволяют подобрать наиболее оптимальные значения тока 80А и скорости резки в диапазоне 2000-2300 мм/мин для низкоуглеродистых сталей на данной установке, обеспечивающие получение качественных сквозных резов с минимальными углами скоса кромок и постоянными характеристиками ширины реза. Подобранные таким образом режимы позволяют осуществлять процесс резания с минимальными тепловложениями в основной металл для предотвращения появления остаточных напряжений и коробления заготовки, а также для уменьшения степени упрочнения поверхностного слоя в областях прилегающих к резу в результате насыщения его азотом. Предлагаемые режимы резки низкоуглеродистых сталей позволяют повысить обрабатываемость заготовок резанием, увеличить стойкость используемого режущего инструмента.

1. Кононенко, В. Я. Газовая сварка и резка / В. Я. Кононенко. – Киев: Экотехнология, 2005. – 208 с.

2. Корольков, П. М. Современные методы термической обработки сварных соединений / П. М. Корольков, М. В. Хананетов. – Москва: Высш. шк., 1986. – 182 с.

3. Ханапетов, М. В. Сварка и резка металлов / М. В. Ханапетов. – Москва: Стройиздат, 1987. – 288 с.

УДК 658.512: 621.923

ТЕХНОЛОГИЧЕСКИЕ БАРЬЕРЫ ПРИ НАСЛЕДОВАНИИ

ПАРАМЕТРОВ КАЧЕСТВА МАТЕРИАЛА И ПОВЕРХНОСТИ ДЕТАЛИ

Васильев А.С.1,Блюменштейн В.Ю.

2,Клименко С.А.

3,

Танович Л.4, Хейфец М.Л.

5

1) Московский государственный технический университет им. Н.Э.Баумана, Москва, Россия

2) Кузбасский государственный технический университет им. Т.Ф.Горбачева, Кемерово, Россия

3) Институт сверхтвердых материалов им. В. Н. Бакуля НАН Украины, Киев, Украина

4) Белградский университет, Белград, Сербия 5) Отделение физико-технических наук НАН Беларуси, Минск, Беларусь Под наследственностью в технологии машиностроения подразумевают

явление переноса свойств обрабатываемого объекта от предшествующих

51

операций и переходов к последующим, которое в дальнейшем сказывается на эксплуатационных свойствах деталей машин. Носителями наследственной информации являются обрабатываемый материал и поверхности детали со всем многообразием описывающих их параметров. Носители информации активно участвуют в технологическом процессе, проходя через различные операции и переходы, испытывая воздействия технологических факторов.

В технологической цепочке существуют своего рода «барьеры». Некоторые технологические факторы преодолеть эти «барьеры» не могут и в таком случае их влияние на конечные свойства объекта отсутствуют. Другие факторы такие «барьеры» проходят, но при этом значительно теряют свою исходную силу и влияют на конечные свойства очень слабо. Самые существенные «барьеры» проявляются на термических операциях, а также на операциях, сопровождающиеся поверхностным деформированием и упрочнением, так как они изменяют микроструктуру обрабатываемого материала, микрогеометрию формируемой поверхности, приводят к короблению детали и искажению ее формы. В ходе этих операций различные пороки поверхности, такие как структурная неоднородность, поры, микротрещины, могут развиваться или «залечиваться». Следовательно, процессом технологического наследования можно управлять, с тем, чтобы свойства, положительно влияющие на качество детали, сохранить в течение всего технологического процесса, а свойства, влияющие отрицательно – ликвидировать в его начале.

Изучение последовательности воздействий в высокоинтенсивных физических поляхна операциях комбинированной обработки, а также анализ формируемых физико-механических параметров качества структур материала и геометрических характеристик поверхностей сопровождаются исследованием технологической наследственности образующихся диссипативных структур (рисунок 1).

1- изменения твердости ΔHV; 2 – общего упрочнения ΣHVΔH; 3 – скорости приращения

упрочнения ΔHV/ΔH; после резания с нагревом недостаточной (а), избыточной (б) и

рациональной (в) интенсивности

Рисунок 1 - Зависимости распределения по глубине поверхностного слоя

материала

52

Исследование тепловых и механических воздействий на поверхностный слой показало, что концентрированный нагрев разупрочняет поверхностный слой за счет роста зерна и растворения упрочняющих фаз (рисунок 1, б). Глубина фазовых превращений определяется границей распространения теплового потока.

Инструмент срезает дефектный слой и упрочняет поверхность

деформированием, завальцовывая трещины, поры, измельчая зерно.

Проникновение механических воздействий также происходит на определенную

глубину (рисунок 1, а).

При нагреве увеличивается пластичность поверхностного слоя и

деформации проникают на большую глубину. Увеличение зоны и степени

деформации, сопровождающееся усилением поглощения тепла, препятствует

прохождению и приближает границу распространения теплового потока к

поверхности. В результате действие механических и тепловых потоков

приводит к их совмещению по всей глубине воздействия и приводит к

термомеханическим процессам (рисунок 1, в).

Воздействия концентрированными потоками энергии в высокоинтенсивных

физических полях сообщают обрабатываемой поверхности импульсы, при этом

скорость и ускорение распространения фиксируются на всех участках их

прохождения. Так, о скорости распространения энергии можно судить по

распределению значений параметров упрочнения по глубине поверхностного слоя.

Величина энергии импульса пропорциональна площади, расположенной под

кривой упрочнения, которую можно определить графическим интегрированием.

Ускорение, то есть первая производная от скорости, получаемая графическим

дифференцированием, характеризует величину и положение силы, сопротивления

проникновению импульса в поверхностный слой.

При фазовых переходах II рода теплота переходов равна нулю, первые

производные свободной энергии по параметрам состояния непрерывны, а вторые

производные меняются скачкообразно. Поэтому, рассматривают вторую

производную от импульса энергии Р по глубине Н поверхностного слоя.

Для глубины распространения Н=f*(Р), согласно правилу

дифференцирования функции, обратной данной Р=*(Н):

Н

P

H

Р22

2

;

так как ускорение – производная скорости v: 2

2

Hv , то v

H2

и

тогда

v

P

H

P2

2 .

То есть вторая производная от импульса энергии по глубине распространения

равна производной от необратимой силы по скорости и описывает условие

устойчивости Г.Циглера 0 vP , показывающее, что стационарное состояние

обрабатывающей системы ассимптотически устойчиво по А.М.Ляпунову.

53

Таким образом, вторую производную от импульса энергии по глубине

поверхностного слоя можно рассматривать как технологический барьер,

выделяющий условные поверхности раздела слоев с различными структурами.

Изучение технологических барьеров показывает, что при упрочнении и

разупрочнении поверхностного слоя барьеры располагаются по разные стороны

от оси координат (рисунок 1, кривые 3) и достаточно точно описываются

нормальным законом распределения с различными величинами дисперсий.

УДК 629.033

КАЧЕСТВО ПОВЕРХНОСТЕЙ ТРЕНИЯ ДЕТАЛЕЙ ДВИГАТЕЛЕЙ

ПОСЛЕ ОБКАТКИ

Васькович А.Н., Иванов В.П.

Полоцкий государственный университет

Полоцк, Республика Беларусь

Постоянно возрастающие требования к автомобильным двигателям

вызывают необходимость применения более совершенных моторных масел.

Перед разработчиками смазочных композиций стоят серьёзные задачи по

оптимизации составов и повышению эксплуатационных свойств моторных

масел.

В процессе приработки деталей при обкатке изменяются химический

состав поверхностей деталей, шероховатость и другие показатели качества.

Большое значение имеет химический состав поверхностных слоев деталей.

Химический состав поверхности твердых тел определяют методом электронной

спектроскопии (ЭОС). Благодаря высоким чувствительности и

пространственному разрешению, простоте интерпретации данных ЭОС находит

применение во многих задачах исследования поверхности. Метод электронной

ОЖЕ-спектроскопии основан на известном явлении ОЖЕ-эмиссии,

возникающей при облучении поверхности твердого тела пучком электронов.

Для определения химического состава из образцов колодок вырезают сегменты

размером 5x5x5мм. Перед этим подготавливают микрошлифы рабочих

поверхностей образцов [1].

По результатам ОЖЕ-спектрометрии на поверхности образцов поршневых

колец после приработки на масле М-8-В содержится 15,7 % кислорода, 70,8 %

углерода и 13,5 % железа. Это свидетельствует об изменении химического

состава на поверхности трения в результате температурных воздействий при

приработке. Поверхность насыщается кислородом и углеродом, сильно

окисляется. С увеличением глубины химический состав меняется. Основной

слой содержит 0,2 % углерода и 99,8% железа.

После приработки с присадкой ОГМ-3 на поверхности образцов

содержится 92,3 % углерода, что на 20 % больше, чем на образцах,

приработанных на чистом масле М-8-В. Кислорода на поверхности образца

54

содержится всего 1,7 %. Это свидетельствует о том, что образуются пленки

меди, предотвращающие поверхность трения от окисления.

На глубине 15-10 мкм появляется небольшое количество хлора - 0,7 % и

серы - 0,3 %. Эти элементы выделяются из состава присадки. С увеличением

глубины образца уменьшается содержание углерода, исчезают хлор и сера и

повышается содержание меди до 99,1 % на глубине 0,3 мкм. Толщина пленки

меди составляет 0,3...0,4 мкм. На глубине свыше 0,6 мкм находится основной

металл (0,2 % С и 99,8 % Fe).

Микроанализ образцов гильз цилиндров после стендовой обкатки

двигателей показал, что при использовании присадки ОГМ-3 на поверхности и

на глубине до 2 мкм наблюдается наличие меди (16,84 %). По сравнению с

образцами после обкатки на масле М-8-В в поверхностном слое снижается

содержание железа на 36% и кремния на 2,2 %.

Фотографии поверхностей трения, полученные на растровом электронном

микроскопе РЭМ-200 (рисунок 1,2) в области анализа, показывают на наличие

более пластифицированного слоя металла после приработки на масле с

присадкой ОГМ-3.

Рисунок 1 - Поверхность трения образца

гильзы цилиндров после обкатки на

масле М-8-В (х700) без присадки.

Рисунок 2 - Поверхность трения

образца гильзы цилиндров после

обкатки на масле М-8-В (х700) с

присадкой ОГМ-3.

Шероховатость гильз цилиндров - важный показатель качества приработки

цилиндропоршневой группы двигателя. Приработочный состав оказывает

влияние на формирование оптимальной шероховатости гильз цилиндров и

поршневых колец. Учитывая большую площадь трения гильз цилиндров по

сравнению с поршневыми кольцами, очевидно, что скорость формирования

оптимальной шероховатости определяет и время приработки данного

соединения [2].

Через 30 мин обкатки на масле М-8-В с присадкой ОГМ-3 шероховатость

гильз достигает значений, сравнимых с шероховатостью гильз, поступающих в

ремонт после эксплуатации. Шероховатость гильз после типовой обкатки

больше, несмотря на то, что время обкатки составляет 115 мин. Приведенные

результаты свидетельствуют о том, что качество приработки гильз цилиндров

после обкатки на масле с присадкой ОГМ-3 позволяет сократить время обкатки

двигателей.

55

В результате обкатки на масле с присадкой ОГМ-3 на трущихся

поверхностях шатунных шеек коленчатого вала образуется медная пленка.

Причем пленка меди восстанавливается только там, где есть трение

(непосредственно под вкладышем). На поверхности вкладыша пленка меди

не восстанавливается, так как поверхность трения вкладыша содержит цветные

металлы. Антифрикционная пленка меди способствует снижению

приработочного износа коленчатого вала, увеличивает площадь приработки,

препятствует появлению задиров и схватываний. Применение присадки ОГМ-3

эффективно при работе двигателей в экстремальных условиях. После обкатки

двигателя без охлаждения водой в течение 15 мин коленчатый вал не имел

повышенных износов, поверхности трения были чистыми, вкладыши при-

работаны полностью и не имели задиров и натиров. Качество приработки в

этом случае оказалось даже выше, чем при обкатке двигателя с охлаждением.

1. Ярошевич В.К., Савич А.С., Иванов В.П. Технология производства и ремонта

автомобилей//Адукацыя i выхаванне. - 2011. – C. 10-13.

2. Стрельцов В.В., Попов В.Н. Ресурсосберегающая ускоренная обкатка

отремонтированных двигателей// Колос. – 1995. – С. 133-140

УДК 621.793

ИДЕНТИФИКАЦИЯ ЦЕМЕНТАЦИОННОЙ ШАХТНОЙ ПЕЧИ КАК

ОБЪЕКТА УПРАВЛЕНИЯ

Виленчиц Б.Б., Попов В.К.

Институт прикладных физических проблем имени А.Н. Севченко БГУ Минск,

Республика Беларусь

При разработке систем автоматического управления технологическим

процессом важным является наличие исчерпывающей информации о

технологическом объекте, необходимой для создания его математической

модели и наиболее надежный путь получения такой информации – это

экспериментальное исследование объекта управления.

Шахтная печь для химико-термической обработки металлов является

достаточно сложным технологическим объектом и исследование в нашем

случае заключалось в определении переходной характеристики для

последующего нахождения данных, необходимых для того, чтобы рассчитать

оптимальные значения параметров регулирующего устройства.

В общем виде шахтную печь можно рассматривать как звено объекта

управления, имеющее выходную координату – углеродный потенциал, которая

является управляемой переменной, и входную переменную - расход

карбюризатора, которая является управляющим воздействием. Уравнения,

описывающие объект управления, могут быть представлены в виде

56

дифференциальных уравнений с постоянными коэффициентами [1, 2].

Передаточные функции, соответствующие уравнениям, имеют вид:

1sT

ek)s(W

0

s0

0

0

; )1sT)(1sT(

ek)s(W

0201

s0

0

0

;

2

0

s0

0)1sT(

ek)s(W

0

Поскольку шахтная печь в диапазоне отклонений выходной и входной

переменных рассматривается как линейный объект, его статическая

характеристика задается коэффициентом передачи k0, а параметрами

динамических характеристик объекта являются значения постоянных времени

T0, T01, T02 и времени запаздывания τ0 [1].

Наиболее эффективным способом определения характеристик объекта

управления является исследование его реакции объекта на скачкообразное

изменение входной переменной [2]. Скачок величины углеродного потенциала

печной атмосферы в экспериментах осуществлялся путем изменения расхода

карбюризатора, керосина в нашем случае, в момент, когда объект шахтная печь

находилась в стационарном состоянии. Величина скачка подбиралась

экспериментально таким образом, чтобы величина углеродного потенциала

печной атмосферы поднималась до значения Ср = 0,7 - 1,0 %, но не выходила

за пределы Ср = 1,4 % . Переходный процесс регистрировался в виде графика,

представленного на рисунке, до достижения установившегося режима.

Переходная характеристика шахтной печи

Обработка экспериментальных данных показала, что объект управления

может быть описан следующей передаточной функцией:

57

2

5,47

0)112,28(

93,0

s

eW

s

При это погрешность адекватности модели объекту управления не

превышала 13%, что для практического использования является хорошим

результатом.

Полученные результаты были использованы при создании системы

автоматического управления процессом цементации на шахтной печи типа

СШЦМ.

1. Гурецкий, Х.Л. Анализ и синтез систем управления с запаздыванием/ Х.Л.

Гурецкий. М.: Машиностроение, 1974, 210 с.

2. Фатеева А.В. Расчет автоматических систем / А.В. Фатеева М.: Высшая шко-

ла, 1973, 198 с.

УДК 621.01: 658.512

АВТОМАТИЗАЦИЯ И ПРОСТРАНСТВЕННО-ВРЕМЕННАЯ

ИНТЕГРАЦИЯ ПРОИЗВОДСТВЕННЫХ СИСТЕМ

Витязь П.А.1, Бородавко В.И.

2, Пынькин А.М.

2,

Насыбулин А.Х.2, Зевелева Е.З.

3

1) ГНУ «Объединенный институт машиностроения НАН Беларуси»,



3) Полоцкий государственный университет, Новополоцк, Республика Беларусь

Повышению эффективности производства служит создание комплексов

технологических, транспортных, энергетических и информационных машин на

основе новых технологий и повышения производительности уже

используемых. Такая совокупность производящих машин получила название

технологических комплексов (ТК), которые автономно функционируют и в

установленных пределах значений с использованием программного управления

обеспечивают требуемых характеристики качества изделий.

Технологические комплексы в своем развитии прошли ряд этапов. По

сравнению с универсальным станочным оборудованием 70-ых годов

компьютерно-управляемое производство начала ХХI века, с приходом на

рабочие места персональных компьютеров, использует компоненты

искусственного интеллекта и позволяет повысить эффективность оборудования

в десятки раз при обеспечении все более возрастающих требований к качеству

продукции.

С середины 80-х годов наметился перехода от обрабатывающих центров к

гибким производственным системам с элементами интеллектуального

58

производства. Развитие средств микроэлектроники явилось базой для создания

мехатронных систем, которые включают как электромеханическую часть, так и

электронно-управляющую (построенную на основе использования

компьютеров или микропроцессоров). Мехатронные системы обеспечивают

синергетическое объединение узлов точной механики с электротехническими,

электронными и компьютерными компонентами с целью проектирования и

производства качественно новых установок, модулей, систем и комплексов

машин с интеллектуальным управлением их функциями.

Новые этапы развития гибкой автоматизации производственных систем

связаны (рисунок 1), прежде всего, с предельной концентрацией средств

производства и управления, а также с сокращением сроков конструирования,

проектирования, технологической подготовки и изготовления изделий. В

результате мехатронные технологические комплексы объединяются в

компактное интеллектуальное производство (CIM - Compact Intelligent

Manufacture), базирующееся на сочетании интенсивных, в том числе и

аддитивных технологий, прогрессивного технологического оборудования и

интегрированной системы управления.

П – производительность оборудования, возрастающая со временем:

I – универсальное оборудование с производительностью, принятой за 1,

II – оборудование с числовым программным управлением, III – робототехнические

комплексы, IV – обрабатывающие центры, V – гибкие производственные системы, VI –

компьютерно-управляемое производство, VII – мехатронные технологические комплексы,

VIII – компактное интеллектуальное производство, IX – компьютерное сопровождение

жизненного цикла изделий, X – виртуальные предприятия

Рисунок 1 - Этапы развития технологических комплексов

5

1 0

1 5

2 0

2 5

3 0

1 1 , 5 - 2

2 - 3 2 , 5 - 4

5 - 8

I I I

I I I I V

V

V I

V I I

V I I I

1 0 - 1 2

1 1 - 1 5

1 2 - 1 8

1 9

7 0

1 9

7 5

1 9

8 0

1 9

8 5

1 9

9 0

1 9

9 5

2 0

0 0

2 0

0 5

2 0

1 0

2 0 - 2 5

2 3 - 3 0

I X

X

П

59

Современный уровень развития информационных технологий в

промышленности обеспечивает переход к использованию технологий создания,

поддержки и применения единого информационного пространства во времени на

всех этапах жизненного цикла продукции от ее проектирования до эксплуатации и

утилизации, т.е. к CALS-технологиям (Continuous Acquisition and Life-cycle

Support).

Единое информационное пространство позволяет интегрироваться

разрозненным комплексам компактного производства в виртуальное

предприятие, создаваемое из различных пространственно удаленных

подразделений, обладающих единой информационной ERP-системой

(Enterprise Resource Planning) для использования компьютерной поддержки

этапов жизненного цикла продукции.

Проведенный анализ возрастающей эффективности технологических

комплексов показал, что после этапов пространственно-временной интеграции

производственных процессов и жизненного цикла изделий последуют этапы,

обеспечивающие компактность производства на основе технологий

аддитивного синтеза композиционного материала и формообразования изделия,

базирующаяся на сокращении длительности и количества производственно-

технологических этапов жизненного цикла продукции.

Изготовление масштабных макетов, легко разрушаемых прототипов и

заготовок деталей машин из композиционных материалов с рабочими

поверхностями сложного профиля «прямым выращиванием» без использования

дорогостоящей формообразующей оснастки, сокращая стадии как подготовки,

так и самого производства, наилучшим образом удовлетворяет требованию

снижения материальных и трудовых затрат.

Аддитивные технологии (AF – Additive Manufacturing), являются

технологиями послойного синтеза, обеспечивающими практически безотходное

энергоэффективное производство изделий из металлических, полимерных и

композитных материалов.

Современные аддитивные технологии производства позволяют

реализовать энергоэффективный подход к проектированию и изготовлению

деталей по сравнению с традиционными методами. Основные преимущества

замены традиционных технологий на аддитивное производство заключаются в

снижении на порядок времени производственного цикла мелкосерийного

производства; сокращении и упрощении цепочек поставок, локализации

производства на площадках одного предприятия и использовании

принципиально новых подходов к проектированию изделий, позволяющих

создавать сложнопрофильные детали и облегченные конструкции из металлов

и полимерных материалов, производство которых с использованием

традиционных технологических методов невозможно.

60

УДК 621.762

СВЕРХТВЕРДЫЕ КОМПОЗИЦИОННЫЕ МАТЕРИАЛЫ НА ОСНОВЕ

АЛМАЗА, SI И SIC, ПОЛУЧЕННЫЕ МЕТОДОМ ТЕРМОБАРИЧЕСКОГО

СПЕКАНИЯ

Витязь П.А., Жорник В.И., Сенють В.Т., Парницкий А.М.

Объединенный институт машиностроения НАН Беларуси


Одним из методов получения композитов на основе алмаза является

спекание алмазных порошков в условиях высоких давлений и температур без

использования связующих и каталитически активных металлов, активирующих

процесс спекания алмазных зерен [1]. Данный метод получения алмазных

поликристаллов реализуются при сверхвысоких давлениях 8-12 ГПа, что

удорожает производство материала по данной технологии.

Для снижения параметров синтеза поликристаллических и

композиционных алмазных материалов используют активирующие добавки и

связующие. Для прочного связывания зерен алмаза необходимо, чтобы связка

имела хорошую адгезию с поверхностью алмаза. Как показано в работе [2],

смачивание алмаза наблюдается в том случае, если расплавленный металл

интенсивно реагирует с углеродом и образует карбиды. Таким образом, в

качестве связки при спекании алмазных поликристаллов могут быть

использованы также карбидообразующие элементы в чистом состоянии и в

составе сплава, в котором присутствуют некарбидообразующий элемент. Для

каждой связки должны быть определены параметры получения спека: давление,

температура и время.

В настоящей работе представлены результаты спекания в условиях

высоких статических давлений и температур алмазных микропорошков АСМ

14/10 и АСН 20/14 после газофазного модифицирования их кремнием и

карбидом кремния соответственно.

Модифицирующий отжиг алмазного порошка проводили в герметичном

контейнере в парах кремнийсодержащих соединений в диапазоне температур

850 - 1000 оС и изотермической выдержке при данной температуре в течение

нескольких часов. При этом содержание кремния/карбида кремния в шихте

после отжига находилось в зависимости от технологических режимов отжига от

8 до 15 мас.% от массы алмазов.

Термобарическую обработку алмазного порошка выполняли в аппарате

высокого давления "наковальня с лункой" при давлениях 5,5 – 6,0 ГПа в

диапазоне температур 1400 – 2200 оС. Исследование алмазного микропорошка

после модифицирования, а также спеченных композитов осуществляли на

сканирующем электронном микроскопе (СЭМ) высокого разрешения "Mira"

фирмы "Tescan" (Чехия) с микрорентгеноспектральным анализатором «INCA

Energy 350». Изучение элементного состава порошков и композитов

61

осуществляли методом МРСА. Структурные исследования продуктов спекания

алмазных порошков осуществляли на атомно-силовом микроскопе (АСМ) NT–

206 (ОДО «МикроТестМашины», Беларусь) в контактном режиме исследовали

морфологию поверхности и излома полученных образцов.

В результате модифицирующего отжига было установлено, что кремний

адсорбируется на поверхности алмазных зерен в виде частиц каплевидной

формы размерами 100-200 нм, которые могут объединяться в сплошные

области, частично либо полностью покрывающие алмаз. Также происходит

образование отдельных дендритных агломератов на основе кремния размерами

до 5 мкм, состоящих из частиц 200-800 нм.

Модифицирование порошков алмаза кремнием (Si) и карбидом кремния

(SiC) позволяет проводить их термобарическое спекание при более низких

давлениях и более высокой температуре по сравнению с исходными порошками

алмаза. При высоких температурах спекания происходит частичная

графитизация алмазных зерен и реакция графита с кремнием с образованием

высокодисперсного SiC, тормозящего дальнейшую графитизацию алмаза.

На рисунке 1 представлена морфология поверхности излома спеченных

алмазных композитов.

а) б)

а) алмаз – Si после спекания под давлением 5,5 ГПа; б) алмаз – SiC после спекания под

давлением 6 ГПа

Рисунок 1 – Морфология композитов

Полученные композиционные материалы характеризуются однородной

структурой, при этом связка в виде прослоек равномерно распределена между

алмазными зернами и имеет хорошую адгезию с поверхностями частиц алмаза.

1. Инструменты из сверхтвердых материалов /Под ред. Н.В.Новикова.–Киев:

ИСМ НАНУ, 2001.–528 с.

2. Ковалевский В.Н., Гордеев С.К., Корчагина С.Б., Фомихина И.В., Жук А.Е.

Структурообразование карбидокремниевой матрицы в композиции алмаз –

карбид кремния // Огнеупоры и техническая керамика. – 2005. - №5 – С. 8 – 14.

62

УДК 621.9.02

ПОВЫШЕНИЕ ТОЧНОСТИ РЕЗЬБОВЫХ СОЕДИНЕНИЙ

МОДУЛЬНЫХ РАСТОЧНЫХ ИНСТРУМЕНТОВ

Герасимов А.А., Попок Н.Н., Сидикевич А.В.


Новополоцк, Республика Беларусь

Применение многооперационных станков с ЧПУ позволяет обрабатывать

детали за одну установку при автоматической смене большего числа

инструментов в магазинах станков.

Унификация отдельных элементов режущих и вспомогательных

инструментов позволяет создавать инструментальные системы для оснащения

станков с ЧПУ и ГПС, которые могут быстро и просто переналаживаться при

смене номенклатуры изготавливаемых деталей.

Агрегатно-модульный принцип проектирования сборных

инструментальных систем можно проиллюстрировать примером создания

инструментов для растачивания отверстий. В этом случае соединение блока со

шпинделем осуществляется с помощью патрона с конусом 7:24 к которому

присоединяется удлинитель с увеличенным диаметром для повышения

жесткости оправки, далее – переходники для настройки по длине и расточные

блоки.

Недостатками сборных инструментальных блоков являются их

пониженные жесткость и точность по сравнению с цельными инструментами,

причем тем ниже, чем больше сборных элементов в блоке. Для увеличения

точности блоков прибегают к использованию элементов для регулирования

размеров режущих инструментов [1].

Существует множество способов придания предварительного натяга в

микрометрическом резьбовом соединении микроборов [2]. Однако наиболее

технологичным в изготовлении является упругий элемент в виде прорезной

пружины.

В ходе проектирования и разработки нового расточного инструмента с

микрометрической настройкой лезвий решалась проблема выборки люфтов (его

уменьшения до необходимых значений) в резьбовом соединении расточной

головки. Было выявлено, что на величину люфта и его выборку влияет

несколько факторов: параметры разрезных пазов на корпусе втулки и усилия

предварительного ее сжатия ил расклинивания (для предания предварительного

натяга) [3].

На начальном этапе были созданы трехмерные твердотельные модели

разрезных втулок и винта в программе SolidWorks.

При проведении анализа конструкции с помощью метода конечных

элементов в программе SolidWorks, позволил сделать предварительные выводы

о приемлемости данного вида компенсации люфтов в резьбовом соединении

63

микрометрических винтов высокоточных режущих инструментов. Однако, из-

за особенностей расчетов в SolidWorks не представляется возможным

моделирование ситуации с сжатием разрезной втулки и последующим

ввинчиванием винта. Таким образом, дальнейшее моделирование

осуществлялось на реальных моделях. В ходе эксперимента разрезные втулки

расклинивались при помощи мерных пластин, а затем при ввинчивании и

вывинчивании винта замерялся крутящий момент, возникающий в резьбовом

соединении (рисунок 1).

Рисунок 1 – Измерение момента в резьбовом соединении с помощью

динамометрического ключа

В ходе экспериментов выяснилось, что моменты в резьбовом соединении

возникают при одинаковом шаге и ширине пазов, однако более благоприятные

при большей глубине пазов. Однако, при ширине пазов равной двум шагам

резьбы и шаге пазов равном двум шагам резьбы наблюдается пластическая

деформация втулки. Таким образом, можно сделать вывод, что пазы на втулках

должны быть не более 1,5 шага резьбы, а также иметь максимально возможную

глубину (для получения в сечении квадрата).

1. Кожевников Д.В., Гречишников В.А., Кирсанов С.В., Кокарев В.И.,

Схиртладзе А.Г. Режущий инструмент: Учебник для вузов / Под редакцией

С.В. Кирсанова. - 3-е изд. М.: Машиностроение, 2007. - 528 с.: ил.

2. Пат. 2349426 РФ, МПК В23В29/034. Расточная головка.

3. A. Herasimau, N. Papok. Cartridge toolholders and boring heads for high-

precision holes treatment// Materials of VI junior researchers’ conference, 2012,

p.91 – 94.

64

УДК 621.9.06

АНАЛИЗ ВИДОВ КОМПОНОВОК И СПОСОБОВ УСТАНОВКИ

РЕЛЬСОВЫХ НАПРАВЛЯЮЩИХ С ЦИРКУЛЯЦИЕЙ ТЕЛ КАЧЕНИЯ

Глубокий А.С., Глубокий В.И.



Рельсовые направляющие с циркуляцией тел качения широко

применяются в приводах подач станков с ЧПУ, особенно с большим ходом и при высоких нагрузках. Они представляют собой опоры в виде отдельных кареток 1 (рисунок 1), несущих тела качения 2 и имеющие замкнутые каналы для их циркуляции 3, и шины 4 с рабочими дорожками на гранях, по которым обкатываются тела качения при перемещении кареток в процессе подачи рабочего органа.

Рисунок 1 − Рельсовые направляющие с циркуляцией тел качения

Рельсовые направляющие имеют различные способы крепления и установки кареток и шин на базовые поверхности рабочего органа и базовой детали.

1. При горизонтальной подаче sг каретки и шины рельсовых направляющих могут устанавливаться на горизонтальные базовые поверхности и располагаться горизонтально (рисунок 2). Такие схемы установки направляющих применяются в горизонтальных приводах подачи sг суппорта и салазок токарных и стола многооперационных сверлильно-фрезерно-расточных станков с ЧПУ.

Рисунок 2 − Схема установки направляющих для горизонтальной подачи sг

с расположением шин и кареток в горизонтальной плоскости

2. Для горизонтальной подачи sг применяется также расположение кареток

и шин в вертикальной плоскости с использованием трех вариантов их

65

установки (рисунок 3). Они устанавливаются на одной вертикальной базовой

(рисунок 3, а) или на двух горизонтальных плоскостях с наружной (рисунок 3,

б) или внутренней (рисунок 3, в) установкой шин. Такая установка

направляющих применяются для подачи суппорта вертикальных токарных

станков с ЧПУ.

Рисунок 3 − Схемы направляющих для горизонтальной подачи sг с

установкой шин горизонтально в вертикальной плоскости на одной (а) или

двух базовых поверхностях (б, в)

3. Для вертикальной подачи рабочего органа sв каретки и шины чаще

устанавливаются в вертикальной плоскости на одной базовой поверхности

(рисунок 4, а). Они могут устанавливаться также на две противоположные

вертикальные базовые поверхности с применением наружной (рисунок 4, б) или

внутренней (рисунок 4, в) вертикальной установки шин. Такие схемы установки

рельсовых направляющих качения применяются для подачи салазок вертикальных

токарных и шпиндельных бабок сверлильно-фрезерно-расточных станков с ЧПУ.

Рисунок 4 − Схемы рельсовых направляющих для вертикальной подачи sв

с установкой шин вертикально в вертикальной плоскости на одной (а) и двух

базовых поверхностях (б, в)

Способ установки кареток и шин на базовые поверхности рабочего органа

и базовой детали зависит от направления подачи, величины и направлений

нагрузок на направляющие и конструкций базовых поверхностей.

1. Рельсовые направляющие Hiwin – Минск: Дивимакс, 2011. – 148 с.

2. Шариковые рельсовые направляющие Rexroth. – Варшава, 2011. – 172 с.

66

УДК 621.791

СПОСОБ ПЕРЕМЕЩЕНИЯ ПЛОСКОПАРАЛЛЕЛЬНЫХ ДЕТАЛЕЙ В

АВТОМАТИЗИРОВАННОМ ПРОИЗВОДСТВЕ

Григорьев Н.С., Ивашин Э.Я.



Работа ГПМ осуществляется в определенном порядке. Транспортная

система доставляет палеты с n заготовками к станку, где происходит

автоматическая загрузка заготовок во входной накопитель и разгрузка

выходного накопителя станка на транспортное средство. Во многих ГПМ в

качестве входного и выходного накопителя используется один и тот же поддон

с деталями (заготовками); при этом обработанную деталь закрепляют в поддоне

на ту же позицию, где находилась заготовка. Периодичность загрузки входного

накопителя и разгрузки выходного определяется временем обработки ГПМ n

деталей. После загрузки входного накопителя и разгрузки выходного

манипулятор загружает станок первой деталью для обработки. После обработки

детали на станке происходит разгрузка обработанной детали в выходной

накопитель манипулятором и закрепление новой заготовки из входного

накопителя для обработки. Процесс продолжается до тех пор, пока не будут

обработаны все n заготовок из входного накопителя [1].

С целью расширения технологических возможностей путем обеспечения

одновременной сортировки стеклянных односторонне окрашенных деталей,

средство для захвата деталей выполнено в виде пластины, закрепленной на

нижней стороне рычага и выполненной из материала с высоким

коэффициентом трения с окрашенной стороны детали и низким со стеклянной

стороны, например фенопласта, а подающий лоток имеет закрепленную на его

днище пластину из того же материала.

В устройстве для подачи плоскопараллельных деталей, содержащем

подающий лоток и установленный у подающего лотка с возможностью

качательного движения приводной рычаг, имеющий средство для захвата

деталей, последнее выполнено в виде пластины, закрепленной на нижней

стороне рычага и выполненной из материала с высоким коэффициентом трения

с окрашенной стороны детали и низким со стеклянной стороны, например

фенопласта, а подающий лоток имеет закрепленную на его днище пластину из

того же материала. Детали 1 (рисунок 1) расположены на лотке 2 конвейера,

причем крайняя из них расположена на пластине 3, выполненной из

фенопласта, имеющего коэффициент трения с материалом деталей (стеклом)

0,1, а со слоем краски 4, нанесенным на одной стороне пластин 3 – 0,4. Захват 5

представляет собой такую же фенопластовую пластину, закрепленную на

поворотном рычаге 6. Конвейер снабжен дугообразным отводным лотком 7.

Устройство работает следующим образом.

67

Рычаг 6 опускает захват 5 на очередную деталь 1, расположенную на

пластине 3, и начинает разворот по стрелке. Если слой краски 4 на детали

расположен сверху, то захват 5 увлекает ее в лоток 7 за счет более сильного

сцепления. Если слой краски снизу, то пластина 3 удерживает деталь на лотке 2

с последующим прямолинейным шаговым перемещением детали по конвейеру,

что позволяет разделить детали на две группы с последующей их

автоматической сборкой. Использование такого устройства позволяет за счет

выполнения захвата в виде плоской пластины и снабжения лотка такой же

пластиной обеспечить простую, быструю и надежную сортировку деталей. [2]

Рисунок 1 – Общий вид устройства

1. Ратмиров В.А. Управление станками гибких производственных систем. М.:


2. Ивашин Э.Я. и др. Устройство для подачи плоскопараллельных деталей А.С.

1151493, – Опубл. в Б.И. 1985, №15

УДК: 621.91.04

ПОВЫШЕНИЕ ТОЧНОСТИ ПРОФИЛИРОВАНИЯ НЕКРУГЛЫХ

ПОВЕРХНОСТЕЙ ПРИ НЕПОЛНОМ ИХ ФОРМООБРАЗОВАНИИ

Данилов В.А., Данилов А.А.



Профилирование некруглых валов по схемам неполного (частичного)

формообразования возможно методами касания и обката [1], характерным для

которых является неконгруэнтность номинальной и обработанной

поверхностей на величину отклонений, определяющих топологию и качество

последней. Минимизация отклонений необходима для повышения точности

профилирования и обеспечения требуемого качества обработанной

68

поверхности или снижения трудоемкости последующей ее обработки. Задача

решается путем управления соответствующими параметрами схемы

формообразования. Рассмотрим ее применительно к профилированию

некруглой поверхности методом касания многолезвийным дисковым

инструментом. В этом случае ее профиль рассматривается как касательная к

множеству вспомогательных линий, формируемых производящими элементами

инструмента в результате движения профилирования.

Из множества возможных схем профилирования методом касания

заслуживает внимания, как простая в реализации, схема обработки некруглой

поверхности при конструктивной подаче режущих кромок, когда функция

кинематики формообразования частично перенесена на инструмент. Последний

может быть выполнен в виде дисковой фрезы, эксцентрично установленной

относительно оси ее вращения, что позволяет профилировать некруглую

цилиндрическую поверхность по упрощенной схеме двумя согласованным

вращательными движениями. Предпочтительной является схема обработки

(рисунок 1, а), когда одно из этих движений В1 сообщается заготовке 1, а

другое В2 – инструменту 3 с винтовыми (косыми) режущими кромками 6 вокруг

параллельных осей, соответственно 2 и 4, и относительное движение подачи ПЗ.

Ось 4, вокруг которой осуществляется вращение инструмента, смещена

относительно его геометрической оси 5 на определенную величину в

зависимости от профиля некруглой поверхности. За счет этого исходная

инструментальная поверхность имеет некруглую форму, поэтому режущие

кромки при вращении получают радиальное перемещение (конструктивную

подачу), необходимое для профилирования некруглой поверхности.

Если некруглая поверхность имеет равномерно расположенные

конгруэнтные участки (грани), то целесообразно, чтобы каждый из них

формировался за один оборот инструмента, т.е. всеми его режущими кромками,

что повышает точность профилирования, зависящую от числа резов.

При контакте с заготовкой вершины 7 режущих зубьев формируют

поперечное сечение некруглой поверхности в виде множества кривых u

(рисунок 1, б), число М которых равно числу режущих зубьев.

а

б

Рисунок 1 – Кинематическая схема обработки (а) и схема профилирования

некруглой поверхности (б)

69

Высота отклонений Δ1, в этом случае составит 212

1 11125.0 b ,

где 1 радиус кривизны профиля некруглой поверхности; 2 радиус

кривизны траектории точки режущей кромки в зоне контакта с образуемым

профилем; b – расстояние между соседними точками контакта кривых u с

профилем некруглой поверхности.

Заметим, что такую высоту имеют отклонения обработанной поверхности

от номинальной при применении прямозубого инструмента. Так как режущие

кромки 6 наклонены к оси инструмента, то при сообщении ему подачи ПЗ в

каждом поперечном сечении некруглая поверхность неоднократно

формируется за время одного хода (цикла обработки) каждый раз М кривыми w

(показаны штриховыми линиями), смещенными относительно множества

кривых вдоль профиля на величину а = b S /B, где S – подача инструмента за

один оборот заготовки, B – ширина его режущей части. Поэтому высота 2

отклонений профиля, образованного кривыми и w, составляет

212

2 11125.0 a .

Следовательно, 2 2 2

1 2 ( / )b a B S .

Таким образом, высота отклонений при рассмотренной схеме формооб-

разования уменьшается в (B/S)2 раз, что повышает точностью профилирования

некруглых поверхностей методом касания. Рассмотренная схема обработки

реализована на широкоуниверсальном зубошлицефрезерном станке модели

ВС50 производства Витебского станкостроительного завода «Вистан».

1. Данилов, В.А. Анализ и реализация методов формообразования некруглых

поверхностей профильных моментопередающих соединений / В.А.

Данилов, А.А. Данилов // Вестник Полоцкого государственного

университета. Серия В. Промышленность. Прикладные науки. – 2014. –

№ 11. – С. 8-17.

УДК: 621.91.04

ОБРАБОТКА ИЗДЕЛИЙ С ЗУБЧАТЫМ КОНТУРОМ

ЭНЕРГЕТИЧЕСКИМ ЛУЧОМ

Данилов В.А., Киселев Р.А.



Традиционная механическая обработка изделия с зубчатым контуром,

например конического зубчатого колеса на зубострогальном станке, имеет

относительно низкую производительность из-за дискретного процесса

формообразования и прерывистого движения деления, необходимого для

перехода к обработке каждой последующей впадины между нарезаемыми

зубьями. Эффективными путями интенсификации процессов обработки таких

изделий являются: синтез рациональной схемы формообразования зубчатого

70

контура; разработка или выбор эффективного метода обработки и

реализующего его режущего инструмента.

Создание эффективных технологий обработки изделий с зубчатым

контуром связано с синтезом рациональных схем их формообразования на

основе следующих положений:

– перенесение функции кинематики формообразования на инструмент

для упрощения кинематической системы станка;

– непрерывность движения деления;

– совмещение исполнительных движений формообразования и деления

для упрощения кинематической схемы обработки.

Комплексное решение этих задач достигается при использовании в

качестве режущего инструмента энергетического луча (лазерного, потока

плазмы, струи жидкости с абразивными частицами или без них и т.п.),

проволочного электрода при электроискровой обработке и т.д. Энергетический

луч или проволочный электрод в обрабатывающей системе является

производящим элементом, воспроизводящим прямолинейную образующую

формируемой поверхности, что позволяет обрабатывать им различные

линейчатые поверхности, сочетание которых определяет форму обработанной

детали, в частности, зубчатого колеса.

Состав модулей формообразующей системы станка для обработки изделий

энергетическим лучом зависит от реализуемой схемой обработки. Рассмотрим

это применительно к обработке прямозубых конических колес. Структурная

схема специализированного станка [1] изображена на рисунке 1.

Станок содержит шпиндель 1, несущий заготовку обрабатываемого

зубчатого колеса 2, регулируемый двигатель 3, соединенный кинематической

цепью 4-5 со шпинделем 1. На шпинделе 6, который кинематической цепью

10-11 соединен с регулируемым реверсивным двигателем 12, установлено

устройство 7 с источником 8 энергетического луча 9, который при обработке

проходит через вершину О делительного конуса нарезаемого зубчатого колеса.

Это достигается при настройке станка посредством тягового устройства 13 и

двигателя 14.

Рисунок 1 – Структурная схема станка для обработки прямозубых конических

колес энергетическим лучом

71

В процессе обработки шпиндель 1 с заготовкой 2 получают вращательное

движение В1 от двигателя 3, частота вращения которого задается системой

управления станком. Одновременно от двигателя 12 получает качательное

движение К2 шпиндель 6, несущий устройство 7 с источником 8

энергетического луча. Согласование движений шпинделей 1 и 6 обеспечивается

электромеханической кинематической связью, включающей связанный со

шпинделем 1 датчик 15 угла его поворота, систему управления 16 двигателем

12 и механические передачи 11-10. В результате вращения В1 шпинделя 1 и

связанного с ним качательного движения К2 шпинделя 6 энергетический луч 9,

перемещаясь в пространстве, описывает в пределах цикла обработки одного

зуба траекторию abcde, формирующую впадину между зубьями.

Согласование указанных движений заготовки и энергетического луча

обеспечивается системой управления 16 в соответствии с формой

обрабатываемых зубьев. Циклы формообразования зубьев выполняются

непрерывно до полной обработки зубчатого колеса. При этом из цикла

обработки колеса исключены холостые движения, неизбежные при обработке

конических зубчатых колес механическими методами, что обеспечивает

непрерывность процесса формообразования и высокую производительность.

Благодаря использованию в качестве инструмента энергетического луча

станок имеет широкие возможности по форме зубьев, поскольку она не зависит

от геометрии инструмента, а обеспечивается системой управления.

1. Станок для обработки прямозубых конических зубчатых колес: пат. 9345

Респ. Беларусь, МПК F 17/00 / В.А. Данилов, Р.А. Киселев; заявитель

Учреждение образования Полоцкий государственный университет – № u

20120835; заявл. 08.11.2012; опубл. 30.09.2013 // Афiцыйны бюл. / Нац.

цэнтр iнтэлектуал. уласнасцi. – 2013. – № 4.

УДК 621.791.72

РАСПРЕДЕЛЕНИЕ ЭЛЕМЕНТОВ В КОМПОЗИЦИОННОМ

ПОЛОСЧАТОМ ПОКРЫТИИ ИЗ СПЛАВА ПГ-12Н-01 И БРОНЗЫ

ПГ-19М-01 ПРИ РАЗЛИЧНЫХ СКОРОСТЯХ ЛАЗЕРНОЙ НАПЛАВКИ

Девойно О.Г., Кардаполова М.А., Луцко Н.И., Лапковский А.С.

Белорусский национальный технический университет,

г. Минск, Республика Беларусь

В последние годы в связи с резким увеличением потребности

промышленности в высоко-износостойких материалах большой интерес

вызывает лазерная наплавка, как инструмент создания композиционных

полосчатых покрытий с анизотропией физико-механических свойств в разных

направлениях [1].

Авторами изучалось распределение элементов в композиционном

полосчатом покрытии, полученном методом лазерной наплавки чередованием

72

валиков из самофлюсующегося сплава ПГ-12Н-01 (состава, % вес.: Cr - 8-14; B

- 1,7-2,5; Si - 1,2-3,2; Fe - 1,2-3,2; C - 0,3-0,6; Ni – осн.) и бронзы ПГ-19М-

01(состава, % вес.: Fe - до 4; Al - 8,5-10,5; Cu – осн.).

Покрытия наносились на технологическом комплексе на базе CO2-лазера

непрерывного действия типа «Комета» и системы ЧПУ на образцы из стали 45.

Исследование содержания элементов в валиках самофлюсующегося сплава и

бронзы в композиционном покрытии проводилось на поперечных шлифах на

аттестованном сканирующем электронном микроскопе высокого разрешения

«Mira» фирмы «Tescan» (Чехия) с микрорентгеноспектральным анализатором

«INCA Energy 350» фирмы «Oxford Instruments Analytical» (Великобритания).

Исследования показали, что из-за большой диффузии фаз

композиционного покрытия друг в друга содержание меди в фазе

самофлюсующегося сплава в таком покрытии доходит до 10%, в то время как в

порошке сплава ПГ-12Н-01 она отсутствует. Содержание никеля в этой фазе

композиционного покрытия составляет 60-78%, хотя в порошке этого сплава

содержание никеля составляет 80%, содержание хрома также меньше чем в

исходном материале. В фазе самофлюсующегося сплава композиционного

покрытия за счет диффузии из основы наблюдается большое содержание

железа – 12-21%, против 1,2-3,2% в порошке сплава ПГ-12Н-01.

В фазе бронзы композиционного покрытия содержание меди составляет

всего 18-33%, тогда как в порошке бронзы меди 90%. В то же время

содержание никеля в фазе бронзы доходит до 42-60%, содержание хрома – до

8%, а содержание железа – до 8-15%, хотя в порошке бронзы эти элементы

отсутствуют. Содержание алюминия в фазе бронзы соответствует его

содержанию в исходном порошке.

Из рисунка 1 видно, что при увеличении скорости наплавки сплава/бронзы

со 100/150 мм/мин до 120/180 мм/мин в бронзовой составляющей

композиционного покрытия количество никеля уменьшается, но в то же время

возрастает количество меди и железа. При дальнейшем увеличении скорости

наплавки до 140/210 мм/мин количество никеля в бронзовой составляющей

вновь увеличивается, а количество меди и железа – уменьшается. Содержание

хрома и алюминия в бронзовой составляющей практически не зависит от

скорости наплавки.

0

20

40

60

80

100

100/150 120/180 140/210

Скорость наплавки сплава/бронзы, мм/мин

Со

дер

жан

ие

элем

енто

в,

% в

ес.

Ni

Cu

Cr

Fe

Al

Рисунок 1 - Зависимость

содержания элементов в

бронзовой составляющей

двухслойного композиционного

покрытия от скорости наплавки

73

0

20

40

60

80

100

100/150 120/180 140/210

Скорость наплавки сплава/бронзы, мм/мин

Со

дер

жан

ие э

лем

ен

то

в,

% в

ес.

Ni

Cu

Cr

Fe

Al

На рисунке 2 можно заметить, что при увеличении скорости наплавки

сплава/бронзы со 100/150 мм/мин до 120/180 мм/мин в фазе

самофлюсующегося сплава композиционного покрытия количество никеля

уменьшается, а количество меди и железа увеличивается как и в фазе бронзы. С

увеличением скорости наплавки до 140/210 мм/мин содержание никеля в фазе

самофлюсующегося сплава композиционного покрытия возрастает, содержание

же железа и меди уменьшается аналогичным образом. Содержание хрома и

алюминия в фазе самофлюсующегося сплава композиционного покрытия как и

в предыдущем случае от скорости наплавки не зависит.

Такой характер зависимостей связан скорее всего со сложными процессами

нагрева – охлаждения происходящими с изменением скорости наплавки при

нанесении многослойных композиционных покрытий, в том числе при

повторных нагревах-охлаждениях при наплавке соседних валиков и слоев.

Действующими факторами в данном случае могут являться величина

энерговклада в покрытие, величина экранирования излучения лазера

аэрозолями наплавляемых металлов, а также соотношение теплоемкостей

компонентов многослойного композиционного покрытия.

1. О.Г. Девойно, М.А. Кардаполова, Н.И. Луцко, А.С. Лапковский, О.Н.

Кавальчук. – Формирование двухслойных композиционных покрытий из

сплава ПГ-12Н-01 и бронзы ПГ-19М-01, полученных лазерной наплавкой. –

Инновационные технологии в машиностроении: материалы междунар.

науч.-тех. конф., посвящ. памяти проф. В.Л. Кирпичева и 45-летию ПГУ,

Новополоцк, 29-30 окт. 2013 г./ Полоц. гос. ун-т: под общ. ред. А.И.

Гордиенко, В.К. Шелега. – Новополоцк, 2013. – 248 с., С. 126-130.

Рисунок 2 - Зависимость

содержания элементов в

самофлюсующемся сплаве

двухслойного

композиционного покрытия

от скорости наплавки

74

УДК 621.793:666.3-492.2, 621.762

ОПТИМИЗАЦИЯ РЕЖИМОВ ДИФФУЗИОННОЙ ТЕРМООБРАБОТКИ

КЕРАМИЧЕСКИХ ПОРОШКОВ ДЛЯ ПЛАЗМЕННОГО НАПЫЛЕНИЯ

Девойно О.Г., Кардаполова М.А., Яцкевич О.К.



На сегодняшний момент одними из востребованных в современной

промышленности являются износостойкие керамические покрытия, которые

позволяют увеличить ресурс работы машины в агрессивных средах при

высоких температурах [1]. Однако хорошая термостойкость спеченной

керамики превращается в проблему при создании из них покрытий, так как из-

за высокой температуры плавления они плохо закрепляются на металлических

основах, при этом коэффициенты термического расширения покрытия и основы

значительно отличаются. При эксплуатации таких покрытий при повышенных

контактных давлениях в паре трения возможно разрушение покрытий из-за

действия термических напряжений. Решению указанной проблемы посвящено

множество работ [1-3], в которых предлагается увеличить адгезию

керамического оксидного покрытия к основе путем модификации исходного

порошка различными способами.

Суть предлагаемой технологии состоит в том, что введение в исходный

оксидный порошок легирующих компонентов термодиффузионным

насыщением целенаправленно изменит комплекс их физико-механических и

трибологических характеристик, в первую очередь, увеличит адгезию, повысит

пластичность, снизит коэффициент трения при сохранении высокой

износостойкости, твердости и коррозионной стойкости

Целью данной работы являлась оптимизация режимов

термодиффузионного легирования медью исходного керамического порошка на

основе оксида алюминия и оксида циркония

К параметрам процесса термодиффузионного насыщения, влияющим на

качество получаемых порошков, относятся степень заполнения контейнера

порошковой смесью, частота вращения контейнера, время изотермической

выдержки, исходная грануляция порошков.

Выбор требуемой степени заполнения контейнера обусловлен тем, что при

меньшем количестве модифицируемой смеси происходит интенсивное

окисление металлических добавок с возможным образованием летучих

соединений. При степени заполнения контейнера более 70% снижается

производительность процесса обработки за счет медленного прогрева

керамического порошка, обладающего низкой теплопроводностью. Кроме того,

при большем заполнении происходит налипание частиц оксида алюминия на

стенки контейнера и застаивание насыщаемой смеси при вращении в

центральной зоне.

75

Время изотермической выдержки обусловлено тем, что при нахождении в

печи более 3 часов, происходило частичное спекание порошковой смеси, а

выдержка менее 1 часа приводила к неравномерному прогреву контейнера.

Анализ температурного поля печи для диффузионного легирования позволяет

сделать вывод, что температурно-временные условия в ходе процесса

диффузии достаточны для протекания процесса фазовых превращений в

керамическом материале и для фиксации в нем гексагональной -модификации

оксида алюминия.

Оптимальный интервал частот вращения контейнера в печи принимали по

результатам эксперимента, результаты которого приведены в таблице.

Частота

вращения,

мин-1

Степень запол-

нения объема

контейнера, %

Радиус

контей-нера,

R, мм

Время изо-

термической

выдержки, ч

Результаты эксперимента

15

(1,79R0,5

) 50 70 2

частичное спекание смеси,

неравномерное распреде-ление

меди в порошке

40

(5,37R0,5

) 50 70 2

смесь не спеклась, равно-мерное

распределение частиц меди на

частицах оксида алюминия

80

(9,56R0,5

) 50 70 2

частичное спекание смеси,

неравномерное распреде-ление

меди в порошке

Верхнюю и нижнюю границы определяли по результатам эксперимента, в

ходе которого было установлено, что при скорости ниже 40 мин-1

и степени

заполнения контейнера более чем на 80% происходит спекание смеси и

неравномерное распределение добавок в основной массе порошка. На более

высоких скоростях (более 100 мин-1

) происходит налипание порошка на стенки

контейнера вследствие действия центробежных сил.

Таким образом, наиболее оптимальными режимами получения

керамических порошков на основе оксида алюминия и оксида циркония

методом диффузионного легирования являются: степень заполнения объема

контейнера 50%, время изотермической выдержки 2 часа, температура нагрева

1100оС, скорость вращения 40- 50 мин

-1.

1. Хокинг М., Васантасари В., Сидки П. Металлические и керамические

покрытия: Получение, свойства, применение: Пер. с англ. – М.: Мир, 2000. –

518 ил.

2. Гаршин А.П., Гропянов В.М., Зайцев Г.П., Семенов С.С. Керамика для

машиностроения. М.: ООО Издательство «Научтехлитиздат», 2003.-384 с.

3. Самсонов Г.В., Эпик А.П. Тугоплавкие покрытия. М.: Металлургия, 1973.-

400с.

76

УДК 621.791.725

ЛАЗЕРНАЯ СВАРКА НЕРЖАВЕЮЩИХ И ОЦИНКОВАННЫХ СТАЛЕЙ

Девойно О.Г., Лапковский А.С., Луцко Н.И.



Оцинкованная сталь является достаточно популярным материалом в

строительной сфере. Однако в условиях постоянной конкуренции и задач

снижения себестоимости все большее применения, оцинкованные изделии

находят в машиностроении. В машиностроительной сфере оцинкованные

изделия наиболее часто выступают заменителям для более дорогостоящих и

менее технологичных в плане обработки коррозионностойких сталей. Все

вышесказанное приводит к возрастающей потребности соединения изделий из

этих материалов.

Целью проведенных исследований являлось определение

целесообразности применения лазерной сварки оптоволоконными лазерами

листовых материалов из оцинкованной и нержавеющей стали при схемах

сварки встык и внахлест.

Для исследования применялась 3-х координатная система

укомплектованная оптоволоконным лазером IPG модели YLR-1000 имеющим

следующие характеристики: максимальную выходную мощность 1 кВт; длинна

волны излучения 1,06 мкм; тип излучения – многомодовый; режим модуляции

– квазинепрерывный; фокусное расстояние линзы 150 мм; диаметр

сфокусированного луча 0,16 мм. Защитный газом являлся аргон. Сварка

производилась на образцах из стали AISI304 и оцинкованной стали 0,8кп

40x250мм, толщинами 1 и 2мм.

Первоначально проводилась сварка образцов «встык». Первые же

эксперименты показали, что при сквозном проваре и газовой защите шва как с

лицевой, так и с тыльной стороной, процесс сварки оцинкованных и

нержавеющих сталей идентичен процессу сварки нержавеющих и

низкоуглеродистых конструкционных сталей. В процессе обработки цинк

испаряется с поверхности материала и удаляется потоком защитного газа не

нанося ущербу качеству соединения. При сварке толщин в 1 и 2мм

образовывался узкий шов шириной 0,5мм и 0,8 мм соответственно, а испарение

цинка с поверхности не превышало 0,7мм и 0,9мм, что позволяет говорить об

отсутствии нарушения анодной защиты и отсутствии необходимости

дополнительных операций. При отсутствии газовой защиты обратной стороны

шва существенно увеличивалась зона повреждения покрытия и ухудшался

внешний вид тыльной стороны шва.

Однако, следует отметь, что из-за маленького фокусного расстояния,

образцы находились близко от головки, что приводило к быстрому выходу из

77

строя защитных стекол, предположительно вызванных воздействием паров

цинка, т.к. при сварки образцов без покрытий данная проблема не наблюдалась.

При сварке «внахлест» фактор расположение свариваемых материалов не

влияло на характеристики шва, кроме как на внешний вид шва влияния. В

дальнейших эксперементах пожложкой выступала нержавеющая сталь.

Первоначальные образцы выполненные на режимах характеных для сварки

нержавеющей и конструкционной стали при сварке внахлест имели большое

количество дефектов (поры, раковины, непровар, нарушения геометрии шва).

Незначительное понижение скорости и увеличениние расхода защитного газа

до 20л/мин для толщины 1мм и до 30л/мин для толщины 2мм, позволило

практически полностью избавиться от пористости, однако привело к

выдуванию части металла из сварочной ванны. Снижение пористасти, наиболее

верояно, связано с эффектом стабилизации парогазоваго канала описанным Г.

Белерини[2] т.к. защитный газ в зону сварки подавался как радиально, так

кооксельно. Эффект не наблюдался при отсутствии сквозного проплавления.

С целью обеспечения бездефектного соединений при сварке нержавеющей

и конструкционной стали «внахлест» была применена схема сварки

представленная на рисунке 1.

Рисунок 1 - Схема процесса сварки «внахлест»

Особенностью данной схемы является наличия прокладок для обеспечения

постоянного зазора между свариваемыми пластинами с целью обеспечения

возможности выхода паров цинка не только через парогазовый канал.

Данный способ позволил получить шов высокого качество без внешних и

внутренних дефектов. Увеличение зазора более 0,2 мм приводило к частичному

несплавлению шва.

1. Григорьянц, А.Г. Технологические процессы лазерной обработки: учеб.

пособие для вузов / А.Г. Григорьянц [и др.]; под ред. А.Г. Григорьянца. – М.:

МГТУ им. Н.Э. Баумана, 2006. – 667 с.

2. Сварка твердотельными и СO2 -лазерами лиcтовой оцинкованной cтали и

неcтандартных заготовок в cреде аргона и в cмеcях на его оcнове/ Г.

Белерини[и др.]//Фотоника.-2013.-№4.-С52-65.

78

УДК 621.9.048.7

УЧЕТ РАСПРЕДЕЛЕНИЯ ИНТЕНСИВНОСТИ ЛАЗЕРНОГО

ИЗЛУЧЕНИЯ ПРИ РАЗРАБОТКЕ ТЕХНОЛОГИЙ ПОВЕРХНОСТНОЙ

ОБРАБОТКИ.

Девойно О.Г.1, Пилипчук А.П.

2 , Кочеров А.Л.

2, Погудо Е.В.

1



2) УО «Военная академия Республики Беларусь»


Лазерная обработка поверхности деталей основана на возможности

лазерного излучения создавать на малом участке поверхности высокие

плотности теплового потока, необходимые для интенсивного нагрева или

расплавления практически любого материала. Лазерная обработка является

наиболее эффективным способом изменения структуры поверхностного слоя,

позволяющего проводить сверхбыструю закалку малых (десятки микрометров

по глубине) слоев, в том числе из жидкого состояния.

Лазерное излучение как источник теплоты при поверхностном нагреве

обладает резко изменяющимися пространственно-временными

характеристиками (рисунок 1), что оказывает влияние на распределение

температуры поля в телах и выбор параметров обработки.

Рисунок 1 – Распределение интенсивности лазерного излучения установки ВЛ-1.0

В работах [1, 2] отмечено, что, изменяя характер распределения

интенсивности (плотности мощности) источника по поверхности можно влиять

на распределение температуры в области, непосредственно примыкающей к

источнику, на поглощательную способность металлов, а также воздействовать

79

на интенсивность трещинообразования. Результаты данных исследований

позволяют рассматривать распределения интенсивности как технологический

параметр. Данное положение легло в основу метода повышения

производительности и качества лазерной обработки за счет оптимизации

распределения интенсивности лазерного потока в зоне его воздействия [3].

Анализ выполненных работ, посвященных математическому

моделированию процесса лазерной обработки, свидетельствует о том, что для

численной реализации разработанной модели необходимо адекватно

представить характер распределения интенсивности лазерного излучения по

сечению лазерного пятна, которое является весьма неупорядоченным, а его

математическое описание затруднительно. В настоящее время для

представления распределения интенсивности используются упрощенные

математические модели, которые аппроксимируют реальное распределение

теплового источника равномерным или гауссовским распределением. Данные

способы упрощения в общем случае немонотонного излучения неточно

описывают реальный поток мощности [4], поэтому их использование при

математическом моделировании не позволяет принять решение о возможности

использования данного вида обработки для конкретной детали.

Для повышения точности описания распределения интенсивности

лазерного излучения предлагается экспериментально-теоретическая модель [4],

в основу которой положено построение сдвигового представления

экспериментального распределения интенсивности лазерного излучения с

любой наперед заданной степенью точности, в виде суперпозиции базисных

функций. Использование представленной модели позволит более точно учесть

особенности взаимодействия излучения с обрабатываемой поверхность,

повысить точность результатов расчета температурного поля при

математическом моделировании процесса лазерной обработки.

1. Чачин В.Н. Снижение трещинообразования при оплавлении покрытий из

самофлюсующихся сплавов лазерным лучом / В.Н. Чачин [и др.] // Физика и

химия обработки материалов. – 1991. – №1. – С. 125–131.

2. Девойно О.Г. Технология формирования износостойких поверхностей

лазерным легированием / О.Г.Девойно. – Минск: Технопринт, 2001. – 180 с.

3. Повышение производительности и качества лазерной обработки материалов /

И.И. Анякин, В.С. Коваленко, А.С. Козырев, Е. Уно, Халед Аль-Шебуль //

Автоматическая сварка. – 2001. – №12. – С. 39 – 46.

4. Девойно О.Г. Моделирование многомодового излучения лазера как этап

синтеза технологии оплавления газотермических покрытий / О.Г. Девойно,

А.П. Пилипчук, А.Л. Кочеров // – Машиностроение. Вып.16. – Мн.:

Технопринт, 2000.

5. Девойно, О.Г. Особенности распределения интенсивности лазерного

излучения при математическом моделировании процесса обработки /

О.Г.Девойно. [и др.] // Наука и техника. – 2013. – №1. С.5 – 9.

80

UDC 621.9.048.7:621.9.048.6

EFFECTS OF LASER AND ULTRASONIC TREATMENTS

ON WEAR RESISTANCE AND FRICTION FORCE

OF THE SURFACE LAYER OF AISI D2 TOOL STEEL

DzhemelinskiyV.V1., D.A. Lesyk

1, B.N. Mordyuk

2, G.I. Prokopenko

2,

А.Lamikiz3, S.Martinez

3, І.V.Tkachenko

4

1) National Technical University of Ukraine "KPI", Kyiv, Ukraine

2) G.V. Kurdyumov Institute for Metal Physics of the NAS of Ukraine, Kyiv, Ukraine

3) University of the Basque Country, Bilbao, Spain

4) Frantzevich Institute for Problems of Materials Science, NAS of Ukraine,

Kyiv, Ukraine

Laser surface hardening [1, 2] is one of the most effective methods to improving

the physical and chemical characteristics of steel products, in particular wear

resistance of their surface layers. The technology of laser thermal hardening consists

in absorption and transfer of high concentration energy into thin surface layer.

Ultrasonic impact treatment is an effective method for hardening and surface

finishing of metallic materials thanks to strain induced grain refinement [3].

However, use of traditional methods for the surface treatment of responsible parts

is not always possible and effective to get desirable quality of the parameters of the

surface layers, namely: the necessary dispersion of the structure, hardness, compressive

stress guaranteed and minimum roughness. Combined methods that use highly energy

sources can be considered as perspective technologies. The combination of high-speed

local laser heating of materials and ultrasonic deformation hardening can be used in

various technological sequences that may give different results.

The purpose of this work is to establish the optimal regimes of both local laser

heating and ultrasonic impact treatment, which result in the improved wear resistance

and friction force of an AISI D2 tool steel.

Laser-ultrasonic treatment (LHT+UIT) of the AISI D2 tool steel specimens was

carried out by separately applied actions of fiber laser and ultrasonic equipment.

Laser heat treatment (LHT) carried out by means of a special numerically

controlled complex, a Scanlab Hurryscan-25 2D scanner, a Rofin Sinar FL010 fiber

laser and an Impac Igar 12LO pyrometer [4]. The LHT regimes were the following: a

temperature was of 1270 °C, the specimens’ feed rates were of 40 (LHT1) and

90 (LHT2) mm/min, a scan velocity Vsk = 1000 mm/s, the track width was of 10 mm.

Ultrasonic impact treatment (UIT) was performed using a special equipment

consisted of an ultrasonic generator (power of 0.3 kW and a frequency of 21.6 kHz),

an ultrasonic vibration system with an impact head (guide) contained seven

cylindrical pins, and the head (guide) was forcedly rotated with the rotation speed of

8.8 rpm [3]. The UIT regimes were the following: a static load of the UIT instrument

Fsl = 50 Н, amplitude of ultrasonic vibrations А = 18 μm, specific quantity of impacts

by the specimens’ surface of 400 im/mm2, and the specimens’ feed rate

S = 600 mm/min.

81

Wear losses and friction forces were evaluated after the tests lasted for 45 min.

(Fig. 1) and carried out using the original automated tribological complex [3]. At a

quasi-static (constant) load applied to the Si3N4 counter-body, after separate action of

the LHT or UIT processes the wear losses practically didn't change in comparison

with the initial state. At the dynamic tests (the combined constant and impulsive

loads on the counter-body), more than triple decrease in the wear loss is observed

after LHT and almost double decrease is registered after UIT.

Fig. 1. Magnitudes of wear loss (a) and friction force (b) AISI D2 steel surface

in the initial state and after LT, UIT and LT+UIT specimens

in quasistatic (st) or dynamic (dyn) test modes

After combined LHT+UIT the treated surface has a low roughness and has the

highest hardness and high levels of compressive residual stress are achieved in the

surface layer. These factors leads to decreased friction force and enhanced wear

resistance in comparison with the surfaces treated with LHT or UIT separately. And

these trends are observed both at static and dynamic tests. The most significant

increase in the wear resistance of the AISI D2 steel was obtained after combined

LHT2+UIT process due to optimal feed rate of specimen at LHT2. The latter defines

the conditions of rapid heating and quenching of the surface layer, which result both

in the increase in the volume fraction of carbides and in the reduction in their size.

1. V.V. Dzhemelinskiy, D.A. Lesyk. Determining the optimal parameters of laser-

ultrasonic surface hardening and finishing products. Journal of mechanical

engineering of the NTUU "KPI". – 2013. – № 2 (68). – pp. 15-18 (in Ukraine).

2. V.F. Demchenko, I.V. Krivtsun, I.L. Semenov, G.A. Turichin. Numerical analysis

of heating, melting and connective evaporation of metals in pulsed laser

processing. Fourth international conference: Laser technologies in welding and

materials processing. – 2009. – № 1. – pp. 14-19.

3. B.M. Mordyuk, G.I. Prokopenko, Yu.V. Milman, M.O. Iefimov, K.E. Grinkevych,

A.V. Sameljuk, I.V Tkachenko. Wear assessment of composite surface layers in

Al-6Mg alloy reinforced with AlCuFe quasicrystalline particles: Effects of particle

size, microstructure and hardness. Wear. – 2014. – № 319. – pp. 84-95.

4. S. Martinez, A. Lamikiz, I. Tabernero, E Ukar. Laser hardening process with 2D

scanning optics. Physics Procedia. – 2012. – № 39. – pp. 309-317.

http://elibrary.ru/author_items.asp?refid=31995840&fam=%D0%A1%D0%B8%D0%BD%D0%B4%D0%B5%D0%B5%D0%B2&init=%D0%92+%D0%98

http://elibrary.ru/contents.asp?titleid=8248





82

УДК 674. 023

ОСОБЕННОСТИ ДЕФОРМАЦИЙ ЛЕНТОЧНЫХ ПИЛ ПРИ РЕЗАНИИ

Дечко Э.М. 1 , Густяков П.В., Сизов С. В., Маркевич Ю.Р.

2

1)Белорусский национальный технический университет, Минск, Республика

Беларусь

2) ООО «ВИ_МЕНС», Минск, Республика Беларусь

Процессу резания ленточными пилами сопутствует сложный комплекс

деформационных процессов полотна, обусловленных кинематикой станков.

Полотно пилы и ее зубья в процессе резания испытывают различные

напряжения: растягивающие; изгибные на шкивах; крутильные при

позиционировании зубьев в зоне резания и при выходе из направляющих;

напряжения от сил резания и центробежных сил. Все виды нагрузок совместно

с температурными воздействиями предопределяют в конечном итоге

износостойкость ленточных пил.

Для оценки напряженного состояния полотна пилы рассматриваются его

зоны с характерными видами нагружений, рисунок 1 [1, 2].

а) б)

а) виды напряжений полотна пилы при резании: 1 – растягивающие; 2 – от тягового

усилия; 3 – изгибные ; 4 – крутильные ; 5 – от сил резания; 6 – от центробежных сил; б)-вид

трещин на полотне пилы

Рисунок 1 – Виды напряжений полотна

Сумма нормальных напряжений по всей длине пилы [1, 2]:

,

где – напряжения от сил предварительного натяжения; - напряжения от

изгиба на шкивах; – напряжения от центробежных сил; – напряжения от

сил резания; – напряжения от температурного влияния; – прочие

напряжения.

83

Расчетные формулы для определения напряжений, действующих на

ленточное полотно (34×1,1 мм) в процессе работы (стали σв ≤ 980 МПа ) ,

имеют вид:

; ; ; ; ; ,

где FН – сила натяжения ленты; S – площадь поперечного сечения ленты; δ

– толщина ленточного полотна; Е – модуль продольной упругости материала

ленточного полотна; d – диаметр шкивов; – скорость резания; – плотность

полотна-основы; – ускорение свободного падения; – касательная

составляющая силы резания; – количество зубьев в резе; S – площадь

поперечного сечения ленты; Е – модуль продольной упругости материала

ленточного полотна; –коэффициент линейного расширения полотна-основы;

- температура пилы; – температура окружающей среды; – крутящий

момент; - момент сопротивления.

Растягивающие напряжения от сил предварительного

натяжения действуют во всех сечениях ленточного

полотна и зависят от их параметров.

Изгибные напряжения , зоны II и VI, наблюдаются при обкатывании

полотна пилы по шкивам станка, где оно изгибается по дуге, равной радиусу

шкива. Расчетное значение = 250…500 МПа.

Напряжения от центробежных сил = 5…10 МПа действуют во всех

сечениях ленточного полотна.

Крутильные напряжения возникают в зонах III и V. Выкручивание ленты

происходит дважды перед и после зоны резания. Выкручивание ленты

необходимо для переориентации пилы из горизонтальной в вертикальную

плоскость. Расчетное значение напряжений составляют 300-500 МПа.

Напряжения от сил резания возникают в зонах III, IV и V. Расчетное

значение напряжений от сил резания составляет 120-200 МПа.

Напряжения от температурного влияния действуют во всех сечениях

ленточного полотна: при обкатывании по шкивам, при прохождении через

блоки направляющих, в зоне резания. Расчетное значение напряжений от

температурного влияния составляет 30-80 МПа.

Прочие напряжения связаны с неправильной регулировкой шкивов,

блоков направляющих и другими неисправностями станка, при которых

происходит негативное воздействие на полотно и снижают усталостную

прочность ленточной пилы.

1. Феоктистов А.Е. Ленточнопильные станки. −М.: Лесная промышленность,

1976.−152 с.

2. Кондратюк А.А., Шилько В.К. Оценка напряженного состояния

ленточных пил // Известия Томского политехнического университета. -

2004. - Т. 307. - № 2.

84

УДК 621.01

ДВУХПРОФИЛЬНЫЙ КОНТРОЛЬ ЗУБЧАТЫХ ПЕРЕДАЧ

Дечко Э.М1 , Антонюк В.Е.

2, Русецкий В.Н.

3

1)Белорусский национальный технический университет;

2)Объединенный институт машиностроения НАН Беларуси;

3) БЕЛАЗ

Для цилиндрических, конических и червячных зубчатых колес для

степеней точности от 5 до12 включительно и диаметром до 1000 мм для

контроля норм плавности используются колебания измерительного

межосевого расстояния по ГОСТ 1643-81, СТ СЭВ 641-77 [1]. Измерительное

межосевое расстояние (ИМР) для производственного контроля зубчатых колес

является наиболее распространенным параметром в массовых и серийных

производствах.

При использовании межцентромера типа МЦ-400 контролеру необходимо

визуально фиксировать на индикаторной головке одновременно четыре

измеряемых параметра и зафиксировать за один оборот зубчатого колеса

колебание стрелки индикаторной головки на каждом зубе. На

межцентромерах типа МЦ-400 используются, в основном, индикаторные

головки с ценой деления 0,01 мм.

На ряде белорусских предприятиях используются современные

зубообрабатывающие станков с ЧПУ фирм Gleason, Klingelnberg, Liebherr,

Samputensili. Для группы зубчатых колес авто- и тракторостроения в диапазоне

модулей 3…10 мм и диаметрах 125…400 мм степени точности 6… 8 и

значения измеряемого колебания ИМР на одном зубе //if составляют

18,20,22,25,28,30,32,36,40,45 мкм. В связи этим невозможно оценивать

значения допусков при использовании индикаторной головки с ценой деления

10 мкм поскольку они пропускают как годные зубчатые колеса с повышенным

отклонением колебания ИМР на одном зубе до 25…30% [1,2].

Использование современных средств двухпрофильного контроля с

записывающими устройствами на основе ЧПУ с анализирующими

программными обеспечениями результатов измерения позволяют получить

безоператорную объективную оценку результатов контроля[3].

Отечественные приборы двухпрофильного контроля с электронными

линейками с ценой деления 0,5 мкм и оценкой результатов контроля по

принципу «годен-негоден» Минского ПКТИ не получили применения и

одобрения у изготовителей зубчатых колес, так как значительная часть

зубчатых колес, признанная годными при контроле на межцентромерах типа

МЦ-400, на приборах ПКТИ признавались негодными.

Вместе с тем происходит замена двухпрофильного контроля на

межцентромерах на контроль на контрольно – измерительных машинах

(КИМ). КИМ позволяют выполнить поэлементный контроль всех параметров

85

зубчатого колеса. Как правило, КИМ устанавливаются в термоконстантных

помещениях и измеряемое колесо должно соответствовать температуре этого

помещения, в результате на контроль затрачивается 3-4 часа. При измерении

зубчатых колес на КИМ контролируются только отдельные точки боковой

поверхности зуба, а при контроле таких параметров, как погрешность профиля

или погрешность направления, контролируется выборочно только 3-4

равнорасположенных зуба и не гарантирует полной оценки зубчатого колеса

по всем зубьям. По трудоемкости контроля прибор не может быть

рекомендован для производственного контроля в серийном и массовом

производствах.

Сравнение затрат на использование для контроля зубчатых колес приборов

двухпрофильного контроля и КИМ представлены в таблице 1. Расчеты

показывают, что производительность контроля зубчатых колес с

использованием прибора с ЧПУ для записи и обработки результатов

двухпрофильного контроля ИМР в 10…50 раз превышает производительность

контроля на измерительной машине при меньших затратах на средства

измерения почти в 18 раз.

Таблица 1 - Затраты при измерений зубчатых колес на приборе ИМР и КИМ

Параметры Единица

измерения

Прибор

двухпрофильного

контроля ИМР

КИМ

1.Стоимость евро 20.000…25.000 300.000…500.000

2.Стоимость измерительного колеса евро 2.000…3.000 -

3.Стоимость оснастки евро 200…300 200…300

Итого затрат 22.200…28.200 300.200…500.300

1.Время транспортировки к месту

измерения мин - 10

2.Время выравнивания температуры

для проведения измерения мин - 120

3.Время измерения мин 3 10…20

4.Время транспортировки к

производственному участку мин - 10

Итого время мин 3 155

Количество контролируемых деталей

за смену шт 140…150 2…15

Следует учитывать, что зарубежные координатно-измерительные машины

для контроля зубчатых колес, как правило, проводят измерения в системах

стандартов DIN или AGMA требют адаптации полученных результатов к

системе ГОСТов.

Отсутствие технологических решений по оценке и разделению

результатов измерения зубчатого колеса от точности самого прибора,

точности измерительного колеса, точности оснастки и базирования

измеряемого колеса и т.д. является одной из причин отставания отечественных

86

изготовителей зубчатых передач в использовании современных высокоточных

и высокопроизводительных приборов двухпрофильного контроля с ЧПУ.

1. ГОСТ 1643-81. Передачи зубчатые цилиндрические. Допуски. – М.,

Издательство стандартов. – 1989. – 68 c.;

2. Zweiflankenwälzprüfgeräte / Frenco GmbH.-8 с.

3. Антонюк, В.Е. Двухпрофильный контроль зубчатых колес / В.Е.Антонюк,

В.Н.Русецкий, В.Н.Лещев // Металлообработка. Оборудование и

инструмент. Харьков. – 2010. – №2 (123). – С.72–75.

УДК 621.9.011:517.962.1

МКЭ-АНАЛИЗ РЕЗОНАНСНЫХ МОД ПРИ ОБРАБОТКЕ БОЛЬШИХ

КОМПОЗИТНЫХ ТРУБ НА МНОГОЦЕЛЕВОМ СТАНКЕ ТИПА

«ПОДВИЖНАЯ СТОЙКА»

Довнар С.С.1, Трусковский А.С.

2, Шумский И.И.

2

1) Белорусский национальный технический университет,


2) ОАО «МЗОР» - Управляющая компания холдинга

«Белстанкоинструмент», Минск, Республика Беларусь

Работа связана с созданием специализированного многоцелевого станка

для наружной обработки труб из композиционных материалов. На схеме

(рисунок 1) труба 1 диаметром Ø1300 мм, длиной 9600 мм и толщиной стенки

20 мм удерживается по торцам бабками 2. Бабки могут продольно

перемещаться на салазках 3 по станине 4. Бабки синхронно приводят трубу во

вращение. Для этого служат планшайбы на оправках 5, фиксирующие трубу на

торцах. Инструментом 6 могут быть резец или концевая фреза, находящаяся в

поворотной шпиндельной головке 7 на ползуне 8. Ползун выдвигается

радиально к трубе и удерживается подвижной стойкой.

Рисунок 1 - Обработка трубы в изометрии (а) и на виде «с торца» (б)

Станок разрабатывался на базе серийной машины МСП6401 ОАО

«МЗОР». Проблемой лезвийной обработки является склонность трубы к

1

5

6

2

3

8

7

4

а б

87

колебаниям. Труба изготавливается намоткой стеклопластика. Материал после

полимеризации является достаточно жестким (изотропный модуль упругости

). Однако сочетание больших габаритов и тонких стенок создают

опасность низкочастотных резонансов, потери точности резания и повреждения

трубы. Предсказать резонансы нужно на стадии проектирования. Были

проведены виртуальные испытания с помощью метода конечных элементов

(МКЭ) [1]. Основной задачей был поиск частот и форм резонансных колебаний

(модальный анализ). Например, на рисунок 2 показаны резонансы в середине

жестко закрепленной по торцам трубы. На первом резонансе (мода Ma1,

частота 37,1 Гц) по окружности в два периода укладывается цепочка из 4-х

пучностей (An) и 4-х узлов (N). Для резонансной моды Ma6 (62,6 Гц) цепочка

имеет уже три периода. Такие резонансы могут спровоцировать

регенеративные автоколебания, опасные для процесса резания.

а б

а – мода Ma1 (37,1 Гц) с двумя периодами по окружности; б – мода Ma6 (62,6 Гц) с тремя

периодами

Рисунок 2 - Резонансные колебания в среднем сечении закрепленной по торцам

трубы

Учет бабок и планшайб придает системе податливости. Формируется

упругая линия «бабка – труба – бабка», склонная к изгибным и крутильным

колебаниям. В МКЭ-анализе были найдены 24 резонансных моды

(Mb1…Mb24) в диапазоне частот до 100 Гц.

Частота первой резонансной моды Mb1 падает по сравнению с Ma1 до

(рисунок 3,а). Колебание заключается в пульсировании стенок

трубы подобно рисунок 2,а и в отходе трубы от инструмента. Ползун почти

неподвижен, хотя имеет радиальную свободу. Пружина, отображающая привод,

является слишком жесткой (дорезонансное поведение).

Радиальный резонанс ползуна происходит на частоте 30,7 Гц в рамках

моды Mb3 (рисунок 3, б). Подходы – отходы ползуна опасно сочетаются с

пульсацией профиля трубы. На более высоких частотах (например, в моде Mb6

на 39.9 Гц – рисунок 3, в) колебания ползуна затухают. Масса ползуна слишком

велика. Он демонстрирует инертное, зарезонансное поведение. Однако,

активизируются колебания по упругой линии «бабка – труба – бабка». Труба

ведет себя как упругая балка. Одновременно усложняется система пучностей на

An

N

88

стенке трубы. Она становится двумерной – проявляется периодичность как в

окружном, так и в осевом направлении.

На частотах выше 60 Гц колебания цепочки «бабка – труба – бабка»

затухают. Остаются колебания стенок (рисунок 3, г). Они становятся все более

многоволновыми. Система пучностей подстраивается под положение

инструмента. На рисунок 3, д для моды M20 (88,01 Гц) видно, что вдоль оси

трубы укладывается уже 3 пучности (1,5 периода). Отметим, многоволновые

высокочастотные системы пучностей хорошо демпфируются естественным

образом. Итак, на высоких частотах влияние колебаний стенок трубы на

точность резания снижается.

Рисунок 3 -

Резонансные моды Mb

при упругой

поддержке трубы

бабками (половина

модели):

а – Mb1 (23,6 Гц)

б – MF3 (30,75 Гц)

в – MF6 (39,97 Гц)

г – M15 (75,66 Гц)

д – M20 (88,01 Гц)

89

На рисунок 4 представлена АЧХ, где входом является радиальная

осциллирующая сила со стороны инструмента (амплитуда – 100 Н). Выход –

радиальное перемещение стенки под инструментом. Этот параметр обратен

жесткости системы. Статический диапазон заканчивается на 20 Гц. Самый

мощный резонансный пик 1 соответствует раскачке порисунок 3, б. Маркеры b,

c, d отмечают провалы на АЧХ, где происходит смена числа периодов в системе

пучностей по окружности и вдоль оси.

Интервалы: левее «a» – статика; «a-b» – 2 периода (по профилю) и 1 шаг (полуволна по оси);

«b-c» - 2 периода и 2 шага; «c-d» - 3 периода и 2 шага; правее «d» - 4 периода и 3 шага.

Рисунок 4 - АЧХ стенки трубы при радиальном воздействии инструментом

на ¼ длины трубы

После перехода к трем периодам по окружности («c», 64 Гц) кривая

снижается и стабилизируется. Однако сохраняются многочисленные

резонансные пики. Рационально вести обработку между ними на частотах выше

80 Гц. Здесь динамическая жесткость стенки трубы оказывается в несколько раз

выше статической жесткости (левее «a») на АЧХ.

Итак, резонансные колебания в системе начинаются с частоты и

сочетают колебания стенок трубы, колебания упругой линии «бабка – труба –

бабка» как специфической упругой балки, радиальные колебания ползуна с

инструментом относительно привода. Для обработки композитной трубы

точением рекомендуется использовать дорезонансный диапазон и работать на

частотах ниже 20 Гц.

Для обработки фрезерованием (медленно вращающейся трубы)

рекомендуется применять быстрый привод и многозубый инструмент, чтобы

рабочие частоты превышали 60-80 Гц. Здесь общестаночные резонансы в

системе «бабка – труба – бабка» уже исчерпаны, ползун динамически жесток, а

колебания стенок трубы эффективно демпфируются самим композиционным

материалом и не опасны для точности обработки. Кроме того, заканчиваются

масштабные резонансы в стенке трубы. Система пучностей становится

многоволновой. Проявляется инерционность стенки и повышается

b

1

2

c

a

d

3

90

динамическая жесткость в окрестности инструмента. Рекомендуется

фрезеровать в режиме высокоскоростной обработки (ВСО).

1. Василевич Ю.В., Довнар С.С., Шумский И.И. Модальный анализ несущей

системы тяжелого горизонтального многоцелевого станка с помощью МКЭ //

Наука и техника. 2014. - № 4 . С.14 - 24.

УДК 621.771, 621.78, 621.785

ИССЛЕДОВАНИЕ ФАКТОРОВ, ОБЕСПЕЧИВАЮЩИХ

ЭКСТРЕМАЛЬНО ВЫСОКУЮ ТВЁРДОСТЬ ИНСТРУМЕНТА

ИЗ СТАЛИ ЭП-682-Ш

Доронин И.В. 1, Лукина Ю.А.

1,

Антипов В.И.2, Колмаков А.Г.

2, Виноградов Л.В.


3

1) Электростальский политехнический институт, г.Электросталь,

Российская Федерация

2) Институт металлургии и материаловедения им. А.А. Байкова Российской

академии наук, Москва, Российская Федерация

3) ГНПО «Центр» НАН Белоруссии, Минск, Беларусь

Рентгеноструктурный анализ образцов из стали высокой твердости ЭП-

682-Ш позволил предположить, что основной вклад в повышение твердости

вносят дисперсные карбиды, выделяющиеся при отпуске, количество которых

тем больше, чем больше углерода поступает в твердый раствор при нагреве под

закалку.

Однако, этому процессу заметное препятствие оказывает ванадий, образуя

стойкое соединение V4C3 [1, 2]. Установлена зависимость соотношения

углерода и ванадия в стали ЭП-682-Ш, при которой твердость материала

составила 67-69 HRC. Определенный вклад в повышение твердости вносят

частицы первичных карбидов ледебуритной эвтектики. Так при изготовлении

валков холодной прокатки для производства фольги и ленты их прецизионных

сплавов наблюдался более высокий модуль нормальной упругости металла

валков, изготовленных из стали ЭП-682-Ш с 23-25% карбидной фазы.

Существенное повышение твёрдости наблюдается в случае использования

для получения исходных заготовок радиально-сдвиговой прокатки (РСП). При

этом обеспечивается интенсивное дробление и равномерное распределение в

объеме металла частиц первичных карбидов, что способствует созданию

структуры естественных дисперсно-упрочненных композиционных материалов,

состоящих из мартенситной матрицы (Hv=6500-7000 МПа), армированной

дисперсными частицами легированных карбидов (Hv=15000-32000 МПа). При

этом кобальт карбидов не образует, но уменьшая растворимость хрома,

молибдена и вольфрама в твердом растворе, активизирует выделение при

температуре отпуска 5600С легированных карбидов высокой степени

91

дисперсности в количестве значительно большем по сравнению со сталями не

содержащими кобальт. Кроме того, наличие в стали ЭП-682-Ш 9,5-10,5%

кобальта, при содержании 12,0-13,5% вольфрама и 2,5-3,0% молибдена

приводит к образованию дисперсных частиц интерметаллидов Cox(W, Mo)y,

дополнительно повышающих твердость материала.

Таким образом можно сделать вывод, что основной вклад в достижение

высокой твердости (до 69 HRC) в стали ЭП-682-Ш вносят дисперсные карбиды

отпуска. Дополнительное повышение твердости обеспечивается присутствием в

сплаве дисперсных частиц первичных карбидов ледебуритной эвтектики и

интерметаллидов типа Cox(W,Mo)y.

1. Попандопуло А.Н. Исследование, разработка и внедрение серии вольфрамо-

молибденовых и молибдено-кобальтовых высокопроизводительных

быстрорежущих сталей и их термическая обработка // МиТОМ, 1991, № 6, С. 38

2. Кремнев Л.С. Теория легирования быстрорежущих сталей. // МиТОМ, 1991,

№ 6, С. 10

УДК 621.002

CALS-ТЕХНОЛОГИИ КАК ОБЪЕКТ ИЗУЧЕНИЯ И СРЕДСТВО

ОБУЧЕНИЯ В ОДНОМ ЛИЦЕ

Здор Г.Н., Новичихин Р.В., Новичихина Е.Р.



Сквозная автоматизация жизненного цикла изделий и производственных

систем (CALS) становится непременным требованием для современного

машиностроения. Для подготовки специалистов в этой области большое

значение имеет, на наш взгляд, преемственность и интеграция информации и

навыков, приобретаемых студентом в процессе всего обучения. То есть сам

учебный процесс должен рассматриваться с позиций целостности его

жизненного цикла. Идеальная схема при этом выглядит следующим образом.

Уже на начальных семестрах студент получает индивидуальное задание на

комплексную инженерную разработку. Каждая новая дисциплина, помимо

получения общетеоретических знаний, предусматривает практическое решение

определенных задач индивидуального задания студента. Все курсовые работы

и проекты выполняются в единой автоматизированной среде поддержки

жизненного цикла изделия CALS и сливаются к концу обучения в целостную и

завершенную разработку. Дипломный проект по реальной тематике

предприятия выполняется по аналогии с уже пройденным учебным

проектированием.

На кафедре «Робототехнические системы» БНТУ внедряется такой подход.

Конечный результат – комплексный курсовой проект автоматизированной

92

производственной системы механообработки на 5 курсе обучения (дисциплина

«Проектирование ГПС»). Начало разработки – 2 курс: разработка 3D-модели

заданной детали-представителя как части робота и как предмета производства

(среда CAD, дисциплина «Автоматизированное проектирование»). Следующие

этапы используют разработанную 3D-модель. Курс 3: автоматизированный

прочностной анализ детали (CAE, «Механика»); автоматизированное

проектирование технологического процесса и управляющей программы ЧПУ

(CAM, «Технология»). Курс 4: концептуальное проектирование системы (CASE

«Системный анализ»); разработка исполнительных, информационных и

управляющих устройств («Технологическое оборудование», «Привод»,

«Сенсорные устройства», «Системы управления», «Программное

обеспечение»); компьютерное моделирование и оптимизация производства

(M&S, «Моделирование и исследование»). Курс 5: проектирование

управляющих программ для MC, PLC и CNC (CAM, компьютерные

симуляторы/эмуляторы, станок с CNC и робот, «Программное управление»);

разработка централизованной системы управления, контроля и визуализации

производства (PDM, SCADA, «АСУ ТП», «Проектирование ГПС»). Эффект

преемственности усиливается тем, что большая часть программного и

аппаратного обеспечения от одного производителя (Mitsubishi).

УДК 621.941

УСТРОЙСТВО С ЭЛЕКТРООПТИЧЕСКИМ БЛОКОМ ДЛЯ

ОБЕСПЕЧЕНИЯ ОБРАБОТКИ НЕЖЕСТКИХ ДЕТАЛЕЙ

Ивашин Э.Я., Ивашин В.Э.



В настоящее время получили распространение методы управления

точностью в процессе механической обработки, осуществляемые системами

автоматического регулирования, принципиальная схема которых состоит из

задатчика с отсчетным устройством, датчика, сравнивающего устройства,

усилителя, исполнительного механизма и контрольного прибора. Задатчик

задает некоторую величину упругого перемещения в виде изменяющейся

непрерывно по определенному закону или дискретной величины. Датчик в

процессе обработки измеряет фактическую величину и подает ее на

сравнивающее устройство совместно с заданной величиной. Полученное

рассогласование сначала усиливается и подается на исполнительный механизм,

приводящий к равенству заданной величины с фактической, в результате чего

рассогласование снижается до нуля. [1]

Для повышения точности и качества обработанной поверхности система

для создания растягивающего усилия снабжена установленным на суппорте

электрооптическим блоком, состоящим из источника света, системы линз,

установленной с возможностью вращения, фильтр-диафрагмы и

93

светоприемного устройства, выход которого соединен с исполнительным

механизмом (рисунок 1).

А –А

Рисунок 1 – Устройство для обработки нежестких деталей с растяжением

Обрабатываемая деталь 1 закреплена в патронах 2 и 3. Устройство 4 для

задания растягивающего усилия Рр содержит резец 5 и оптический блок,

состоящий из источника света с микрообъективом 6, системы линз 7, фильтр-

диафрагмы 8, призмы 9, передачи из системы колес 10 и 11 с приводом от

двигателя 12, линзы 13, точечной диафрагмы 14, светоприемника 15, усилителя

16 и схемы 17 управления. Направление подачи показано стрелкой S, вращение

детали nд. Оптическая ось системы обозначена О-О.

Оптический блок, имеющий элементы 7-9, 11-15 выполнен в отдельном

блоке. Отклоняющая призма 9 установлена в корпусе колеса 11, вращение

которого задается двигателем 12. Оптический блок выполнен таким образом,

что система линз 7, линза 13, диафрагма 14 и фотоприемник 15 расположены на

оптической оси системы О-О1. Линзы 7 установлены таким образом, что их

фокусы совмещены в точке f. Фильтр-диафрагма 8 установлена с

возможностью перемещения в направлении, перпендикулярном к оптической

оси О-О1. Величина перемещения определяется известным способом, например

микрометром (не показан).

В процессе обработки деталь 1 вращается со скоростью nд, а резец 5

перемещается в направлении, показанном стрелкой S. Пучок лучей,

испускаемый источником света с микрообъективом 6, отразившись от уже

обработанной поверхности детали 1, поступает на вход оптической системы

линз 7, фокусы которых сопряжены. На выходе системы линз 7

соответствующий пучок выделяется с помощью перемещающейся фильтр-

диафрагмы 8. При вращении призмы от двигателя 12 дифракционная картина,

которая образуется из-за наличия точечной диафрагмы 14, также вращается.

Призма установлена таким образом, что диаметр вращения примерно равен

диаметру точечной диафрагмы. Дифракционная картина, таким образом,

движется вдоль окружности точечной диафрагмы. При отсутствии волнистости

на поверхности обработанной детали с выхода фотоприемника 15 в усилитель

94

поступает сигнал определенной величины, который усиливается,

обрабатывается и сравнивается с опорным сигналом в схеме 17 управления.

При возникновении локальных неровностей обработанной поверхности

вследствие появления низкочастотных колебаний элементов системы СПИД,

изменяется дифракционная картина, что приводит к изменению величины тока

с выхода фотоприемника, накладываемого на опорный сигнал. Амплитуда и

фаза сигнала соответствуют радиальному и угловому смещениям пучка лучей,

которые пропорциональны изменению шероховатости и волнистости

обработанной поверхности.

Причем в схеме 17 сигнал частотой, равной частоте развертки

(определяется скоростью вращения двигателя 12), настраивается в соответствии

с опорным сигналом в направлении одной из осей, например X (X, У –

координаты положения изображения точечной диафрагмы), разделяется на два

компонента, отличающиеся по фазе на угол 90° . Фильтр схемы 17 пропускает

только компонент постоянного тока, который является сигналом ошибки,

определяемой сдвигом при сканировании. Оба созданных сигнала связаны

квадратической зависимостью, соответственно для осей X и У. Изменением

растяжения обрабатываемой детали сводятся к нулю сигналы оси X и У. Как

показывают расчеты, среднеквадратическая погрешность волнового фронта

может составлять менее 100 (для устройства, имеющего радиус изображения

зрачка 12,5 мм, при выделении 10 точек), что обеспечивает точность в пределах

0,2-0,5 мкм в режиме контроля шероховатости. При этом скорость вращения

диафрагмы выбирается равной nф=Nnд , где N – некоторое целое число,

выбираемое из условий обработки детали. При работе в режиме допускового

контроля скорость вращения диафрагмы nф равна скорости вращения

обрабатываемой детали.

Схема 17 реагирует на изменения поступающих сигналов и подает управ-

ляющий сигнал в исполнительный механизм растягивающего устройства,

изменяющего в пределах упругости обрабатываемой детали растягивающее

усилие Pр.

Предлагаемая схема контроля и управления шероховатостью и

волнистостью обрабатываемой поверхности обеспечивает возможность

контролировать параметры вращающихся деталей, в то время как известные

схемы предназначены только для статического контроля неподвижных деталей.

Использование такого устройства для токарной обработки позволяет

значительно повысить качество обработанной поверхности, путем

регулирования волнистости режимами резания и растяжения [2].

1. Ивашин Э.Я., Ивашин В.Э. О методах обработки нежестких деталей.

Технология – оборудование – инструмент – качество. Тезисы докладов

международной научно-технической конференции в рамках международной

специализированной выставки «Машиностроение – 2014», Минск 2014;

2. Ивашин Э.Я. и др. Устройство для токарной обработки нежестких деталей

А.С. 1105282 (СССО) – Опубл. в Б.И. 1984, №28.

95

УДК 621.77.04

ИССЛЕДОВАНИЯ ПРОЦЕССА ХОЛОДНОЙ РАДИАЛЬНОЙ

ШТАМПОВКИ МЕЛКОМОДУЛЬНЫХ ШЛИЦЕВ НА ВАЛАХ

Исаевич Л.А., Сидоренко М.И., Иваницкий Д.М., Король В.А.


В процессе теоретических исследований и проведения патентного анализа

в области формообразования мелкомодульных шлицев на цилиндрических

поверхностях была разработана

схема холодной радиальной

штамповки. Процесс

радиальной штамповки шлицев

заключается в одновременном и

равном сближении

формообразующих пуансонов

(рисунок 1).

При этом достигаемая

точность формообразуемых

шлицев должна удовлетворять

предъявляемым требованиям

(рисунок 2).

Для определения

возможности осуществления

процесса холодного

формообразования шлицев на

валах были проведены

экспериментальные исследования в лабораторных условиях. В качестве

материала изделия используют Круг 73105140

7874171117

ГОСТ

ГОСТh. Предел текучести

для стали 40 составляет 340Т МПа, предел прочности 580в МПа,

относительное сужение площади поперечного сечения образца достигает 45%

[1]. В процессе экспериментальных исследований линейные размеры заготовок

измеряли с помощью штангенциркуля с точностью шкалы 0,05 мм, а точность

формообразуемого профиля с помощью специальных калибров.

Необходимо было также сравнить результаты экспериментальных

исследований с результатами компьютерного моделирования процесса

радиальной штамповки шлицев. Моделирование проводили с использованием

специальной компьютерной программы для процессов обработки материалов.

Моделирование и экспериментальные исследования проводили по двум схемам

радиальной штамповки шлицев на валах. Первая дает представление о течении

деформируемого металла в зазор между двумя формообразующими

пуансонами, а вторая о формообразовании одновременно шестнадцати

шлицевых пазов на поверхности вала.

Рисунок 2 – Пример формообразуемого

профиля шлицев

Рисунок 1 – Схема радиальной штамповки

шлицев на валах

96

Результаты моделирования представлены на рисунке 3, на котором

изображено поперечное сечение вала после окончания штамповки и

распределение возникающих в нем напряжений для случая формообразования

двумя пуансонами (рисунок 3,а) и формообразования шестнадцатью

пуансонами (рисунок 3,б).

а) б)

Рисунок 3 – Результаты моделирования процесса радиальной штамповки

Построенные в процессе исследований графики зависимости усилия

деформирования P от величины перемещения одного пуансона h изображены

на рисунке 4.

а) б)

в) г)

Рисунок 4 – Графики моделирования и экспериментальных зависимостей

усилия деформирования P от величины перемещения одного пуансона h

В результате проведенных исследований установлено, что данные

моделирования и экспериментальные графические зависимости по

установлению усилия штамповки имеют достаточно хорошую сходимость

полученных данных, которые свидетельствуют о корректности принятой

расчетной модели.

1. Третьяков, А.В. Механические свойства металлов и сплавов при

обработке металлов: Справочник. – М: Металлургия, 1973. – 223 с.

97

УДК 621.833

ВЗАИМОСВЯЗИ ПАРАМЕТРОВ КАЧЕСТВА ПОВЕРХНОСТИ ЗУБЬЕВ

ЦИЛИНДРИЧЕСКИХ ШЕСТЕРЕН С РЕЖИМАМИ ЗУБОНАРЕЗАНИЯ

Кане М.М., Медведев А.И.



Экспериментальное исследование указанных взаимосвязей было

выполнено нами с использованием методов планирования эксперимента для

цилиндрических шестерен m = 4 мм, z = 30, из стали 25ХГТ, характерной для

автотракторостроения. Были рассмотрены зависимости параметра

шероховатости Ra, мкм и микротвердости Н , МПа поверхностей зубьев от

скорости резания V, м/мин и подачи S, мм/мин при зубофрезеровании

червячной фрезой из стали Р6М5 на зубофрезерном полуавтомате мод. 5В312.

Исследование было выполнено для 2-х партий колес.

Исследование содержало 2 этапа:

1. Анализ формы взаимосвязей между рассматриваемыми параметрами.

2. Определение характеристик выбранных моделей, оценка их

адекватности.

Для решения задач первого этапа нами было выполнено

экспериментальное исследование изучаемых взаимосвязей по схеме полного

факторного эксперимента с добавлением 5-и опытов в центре плана. Это

позволило построить эмпирические линии регрессии по 3-м точкам. Анализ

этих линий регрессии позволил предположить, что зависимость Ra = f(V,S)

является линейной, а зависимость Н = f(V,S) – не линейной. Для их описания

могут быть использованы соответственно полином 1-ой и 2-й степени.

Определение характеристик линейной зависимости Ra = f(V,S) было

выполнено нами по схеме полного факторного эксперимента, нелинейной

зависимости Н = f(V,S) – с помощью ротатабельного центрального

композиционного планирования (ЦКП) эксперимента [1].

Выполненные эксперименты позволили получить следующие зависимости:

Ra = 2,55 + 0,065V + 0,27S, мкм ;

Н = 2085 – 12V + 26S + 0,13VS+ 0,03V2 + 1,2S

2, МПа.

Анализ их достоверности с помощью критерия Фишера F и средней

относительной ошибки ср. [1] подтвердил адекватность этих зависимостей

опытным данным. Полученные зависимости могут быть использованы для

выбора режимов зубофрезерования цилиндрических шестерен червячными

фрезами, обеспечивающих требуемые значения характеристик качества

поверхностей зубьев Ra и Н.

1. Кане М.М. Основы научных исследование в технологии машиностроения./

М.М. Кане: Учеб. пособие для вузов. – Мн.: Вышэйшая школа, 1987. – 231 с.

98

УДК 621.9.025

ПРЕДПОСЫЛКИ ПОВЫШЕНИЯ ЭФФЕКТИВНОСТИ ЧИСТОВОЙ

МЕХАНИЧЕСКОЙ ОБРАБОТКИ

Клименко С.А., Копейкина М.Ю.

Институт сверхтвердых материалов им. В.Н. Бакуля НАН Украины

г. Киев, Украина

Тенденции развития процессов механической обработки, как любой

технической системы, связаны с направленным обеспечением получения

максимального результата с минимальными затратами. Применительно к

финишным технологиям обработки максимальный результат связан не только с

производительностью съема материала припуска, но и с необходимостью

формирования в поверхностных слоях изделия такого состояния, которое бы

наилучшим образом обеспечивало работоспособность изделия в эксплуатации.

Минимальные затраты распространяются не только на минимизацию

себестоимости процесса обработки, но и на обеспечение минимизации затрат,

сопровождающих жизненный цикл изделия в эксплуатации.

При этом необходимо учитывать, что эксплуатационные свойства изделий,

выраженные через показатели их качества, технологически наследуются от

предшествующих операций к последующим [1, 2].

Соответствие процессов обработки отмеченным тенденциям

обеспечивается за счет: – увеличения зоны взаимодействия инструмента с

изделием; – увеличения интенсивности взаимодействия инструмента с

изделием; – снижения сопротивления материала изделия обрабатывающему

действию инструмента; – обеспечения согласованности действия параметров

технологической системы «станок-деталь-инструмент»; – максимального

использования ресурсов системы.

Увеличение зоны взаимодействия инструмента с изделием достигается

прежде всего за счет увеличения размеров инструмента, применения

одновременно нескольких работающих инструментов, увеличения площади

контактирования инструмента с изделием, замены точечного контакта

инструмента с изделием на линейный, распределенный по поверхности или

объемный, увеличение числа видов взаимодействия инструмента с изделием,

суммирования различных типов взаимодействия инструмента с изделием.

При реализации процесса обработки в соответствии с отмеченным, следует

иметь ввиду, что увеличение размеров инструмента и увеличение площади

контактирования инструмента с изделием влечет за собой рост сил резания и

затрат энергии на процесс обработки. В этом случае важнейшим условием

эффективной реализации процесса обработки является применение

инструмента с минимальным лобовым сопротивлением по отношению к

обрабатываемому изделию. Этому условию отвечают инструменты,

работающие по косоугольной схеме резания, в частности однокромочные резцы

и инструменты с передней поверхностью в виде тела вращения, например,

99

цилиндрической или конической. Характерной особенностью инструментов с

неплоской передней поверхностью является съем в процессе работы двух

отдельных стружек: главной и вспомогательной режущими кромками. При

этом каждая режущая кромка работает подобно однокромочному инструменту.

Увеличение интенсивности взаимодействия инструмента с изделием

достигается за счет увеличения энергетического действия инструмента на

изделие, обработки термообработанных материалов, уменьшения машинного

времени за счет увеличения скорости относительного перемещения

инструмента и изделия, использования соединений с высокой способностью к

взаимодействию.

Современные процессы финишной механической обработки базируются на

результатах широкого круга научных исследований природы и закономерностей

протекания механических и физико-химических явлений в зоне контактирования

инструмента с изделием с учетом действия среды, окружающей зону обработки,

механизмов изнашивания и разрушения инструментов, закономерностей

формирования состояния поверхностного слоя изделий в процессе обработки.

Результаты такого широкого комплекса научных исследований являются залогом

создания нового инструмента, успешно работающего как по сырым, так и по

упрочненным материалам в условиях ударных и безударных нагрузок, позволяя в

значительной степени заменить операции шлифования на резание, упростить

кинематику и конструкцию станков.

Основными факторами, влияющим на показатели эффективности процесса

финишной механической обработки, являются скорость резания и подача.

Для выбора конкретного технического решения, обеспечивающего

повышение производительности финишной механической обработки без

ухудшения качества обработанной поверхности необходимо рассмотреть

механизмы контактного взаимодействия в зоне резания, обусловливающие

образование микронеровностей на обработанной поверхности и изнашивание

режущего инструмента.

Высокоскоростное резание инструментом с режущей кромкой,

расположенной под большим углом , является эффективным способом

повышения производительности обработки. Особенно такая технология,

эффективна при обработке крупногабаритных деталей из

труднообрабатываемых сплавов – закаленных сталей и отбеленных чугунов,

инструментами, оснащенными поликристаллическими сверхтвердыми

композитами на основе кубического нитрида бора, когда для обеспечения

эффективности изготовления изделий требуется сочетание высоких скорости

резания и подачи, но при обеспечении требуемой шероховатости

обработанной поверхности.

1. Ящерицын П.И., Рыжов Э.В., Аверченков В.И. Технологическая

наследственность в машиностроении. – Мн.: Наука и техника, 1977. – 256 с.

2. Технологическая наследственность в машиностроительном производстве / А.М.

Дальский, Б.М. Базров, А.С. Васильев и др. – М.: Изд-во МАИ, 2000. – 364 с.)

100

УДК 621.9.01

ТЕНДЕНЦИИ РАЗВИТИЯ МИРОВОГО СТАНКОСТРОЕНИЯ

Колесников Л.А.



В 2015 году в мире сложится особо благоприятная ситуация для

увеличения выпуска станков. Согласно [1], этому способствуют как чисто

экономические факторы (рост денежной массы в течение последних трех лет,

ожидаемое увеличение спроса на товары длительного спроса), так и высокая,

при этом непрерывно возрастающая степень загрузки технологического

оборудования. В 2014 впервые с января 2008 года загруженность оборудования

достигла отметки 78.6%. Существует статистическая связь между стоимостью

закупок нового и степенью загруженности уже установленного оборудования

(рисунок 1), поэтому и по этой причине в 2015 году следует ожидать

существенного роста закупок технологического оборудования.

Известная аналитическая компания Gardner Research проводит ежегодные

опросы руководителей более чем 28,000 современных машиностроительных

предприятий во всем мире. Результаты этих опросов в области предполагаемых

закупок технологического оборудования представлены в таблице 1 [1, 2, 3].

Рисунок 1 – Связь между загрузкой технологического оборудования и объемом

закупок нового оборудования [1]

101

Таблица 1 – История закупок оборудования и прогноз на 2015 г., млн. долларов 2009 2012 2013 2014 2015

Горизонтальные обрабатывающие центры с

размерами стола:

менее 400 мм 316.2 547.5 451 495.1 705.8

400…800 мм 472.3 794.4 973.1 789.1 743.8

более 800 мм 0 0 223.7 708.6 224.5

Вертикальные обрабатывающие центры с

перемещением по Y:

менее 500 мм 314.1 602.7 868.1 550.8 734.8

более 500 мм 264.6 713.2 512.7 603.4 817.2

Токарные станки:

диаметр патрона больше 500 мм 264.0 475.0 407.3 239.9 387.0

диаметр патрона меньше 500 мм 248.6 642.3 601.9 595.3 823.2

с ручным управлением 52.8 105.6 64.7 34.4 64.4

вертикальные 141.2 288.4 39.6 99.1 201.2

Многоцелевые токарные станки:

диаметр патрона больше 500 мм 153.1 532.1 250 465.0 477.3

диаметр патрона меньше 500 мм 216.0 64300 464.2 595.3 823.2

вертикальные 79.0 116.8 62.7 99.1 201.2

Шлифовальные:

бесцентровые 14.6 66.5 35.7 28.9 149.1

для глубокого шлифования 1.9 76.2 0 46.3 42.6

для наружного круглого шлифования 46.0 65.6 141.2 67.5 151.2

для плоского шлифования 50.9 98.8 81.7 66.9 124.3

для наружного/внутреннего 48.4 59.7 73.7 73.8 54.7

для внутреннего шлифования 7.5 7.1 14.0 27.0 25.4

другие 35.1 53.6 22.3 145.2 149.7

Электроэрозионные:

копировально-прошивочные 6.3 19.3 13.3 35.4 61.4

для прошивки малых отверстий 9.6 5.3 32.4 18.9 25.9

проволочные 19.6 73.2 48.7 79.0 117.3

Прутковые автоматы 68.5 151.8 182.0

Сверлильные 181.0 4.1 348.2

Протяжные 2.1 3.9 7.4 4.6 12.4

Сверлильно-резьбонарезные 63.3 99.2 98.5 151.6 288.3

Зубонарезные 14.0 22.9 106.6 5.4 0.0

Установки для лазерной резки 16.0 63.6 13.0 57.4 109.9

Установки для водоструйной резки 4.3 24.9 12.0 11.7 13.3

Отрезные станки 69.0 71.2 89.6 87.0 186.0

Агрегатные станки 0.6 14.6 27.9 1.2 11.5

Автоматические линии 22.9 111.9 217.4

Аддитивное производство

Лазерные/Электроннолучевые melting 0 12.3 22.3

Лазерные sintering 0 24.7 29.6

Гибридные SLM/HSM 0 0 101.8

102

Исходя из данных таблицы 1, можно оценить, со станками каких типов

возможно выйти на мировой рынок в 2015 году, а с какими не стоит и пытаться.

В качестве критерия выбора можно принять превышения темпов роста

потребности в станках над запасом по загрузке оборудования (порядка 35%).

Дополнительно следует учитывать наличие или отсутствие устойчивого роста

выпуска станков данного типа в предыдущие годы. Например, имеет смысл

обратить внимание на установки для лазерной резки (рост 90%, +55 млн),

вертикальные многоцелевые токарные станки (рост 100%, +100 млн) или

сверлильные станки (дополнительная потребность +340 млн).

Отдельно следует обратить внимание на развитие оборудования для т.н.

аддитивного производства (Additive Manufacturing). В 2014 году высшие

государственные руководители и России, и США объявили это направление

приоритетными для развития экономик своих стран. Китай и ЕС без всяких

резонансных заявлених интенсивно работают в этом же направлении [4].

Практически одновременно крупнейшие IT-корпорации Apple, HP, Epson,

Samsung объявили о планах по созданию собственных технологий и устройств

3D-печати, с переходом в ближней перспективе к «цифровым фабрикам»,

способным по цифровой модели автоматически создавать готовое изделие.

Одна из старейших компаний в области быстрого прототипирования 3D

Systems (3dsystems.com) впервые в мире представила действующий прототип

производственной линии (Continuous High-Speed, Fab-Grade 3D Printer) для

массового производства уникальных изделий посредством полноцветной 3D-

печати. В частности, с помощью этой линии планируется печатать «миллионы,

и возможно, миллиарды» корпусов для смартфонов Google (проект ARA).

Возможно, «точки роста» станкостроительной индустрии РБ лежат именно

в области разработки оборудования для индустриального аддитивного

производства. В этой области еще не определились непререкаемые лидеры,

высоки ожидания появления новых, никому не известных фирм и технологий, в

том числе из развивающихся стран. Это может быть не только оборудование

для «чисто» аддитивного производства, но и гибридные станки. Например,

обеспечивающие одновременно селективную наплавку и HSM обработку

пресс-форм и штампов, или станки для лазерного полирования и т.д.

1. Machine Tools Executive Summary 2015. www.gardnerweb.com/research.



4. Колесников Л.А., Манжуло Г.П., Шелег В.К., Якимович А.М. Состояние и

перспективы развития технологий быстрого прототипирования в

промышленности // Наука и техника. – 2013. – №5. – С. 3…9; №6. – С. 8…16.

103

УДК 621.9.01

ЛАЗЕРНОЕ ПОЛИРОВАНИЕ

Колесников Л.А., Корниевич М.А.



В инструментальной промышленности для окончательной обработки

деталей штампов и пресс-форм сложной формы, где недопустимо «заваливание»

острозаточенных кромок, используется, как правило, ручное полирование. При

этом качество обработки полностью определяется квалификацией рабочего, а ее

скорость невысока (ориентировочно, 10…30 мин/см2). В результате при

изготовлении штампов и пресс-форм на операции полирования приходится

12…15% себестоимости и до 30…50% времени изготовления [1].

В последние годы начал распространяться новый способ полирования

фасонных поверхностей – лазерное полирование. Сфокусированный луч лазера

сканирует поверхность детали (рисунок 1, а). При этом тонкий (0.05…0.2 мм)

поверхностный слой материала расплавляется. Поверхностное натяжение

выравнивает поверхность расплава и он тут же застывает. В результате

шероховатость обработанной поверхности падает до Ra 0.05 µm. На рисунке

1, б приведен вид поверхности после единичного воздействия лазерного луча.

а) б)

Рисунок 1 – Принцип лазерного полирования

Главные преимущества лазерного полирования [1, 2, 3]:

1) высокий уровень автоматизации процесса, что приводит к

существенному сокращению времени обработки в сравнении с ручной

полировкой;

2) возможность полирования участков произвольной формы, например,

только дно впадин в текстурированной поверхности, или выбранного контура;

3) малая высота остаточных микронеровностей;

4) отсутствуют отходы полировальных паст или растворов. Можно выделить две разновидности лазерного полирования металлов:

макро- и микрополирование [2]. Макрополирование обычно осуществляется волоконным лазером Nd:YAG непрерывного действия мощностью 40…500 Вт. Чаще всего используется для обеспечения высокой производительности при относительно невысоких требований к шероховатости обработанной

104

поверхности. При микрополировании использует импульсное излучение от волоконных Nd:YAG и эксимерных лазеров. Обычно длительность импульса 20…1000 ns, частота до 25 kHz. Микрополирование используется для обработки хорошо подготовленных поверхностей, например, после шлифования, тонкого фрезерования и т.д. Наиболее востребовано для обработки трущихся поверхностей, а также деталей для медицинских приложений. Сравнительная характеристика микро- и макрополирования представлена в таблице 1 [1, 3]. Например, при макрополировании сплава титана TiAl6Y4 шероховатость снижается с Ra 3 µm до Ra 0.5 µm со скоростью 10 с/см

2, а при его микрополировании шероховатость с Ra 0.3…0.5 снижается

до Ra 0.1 µm со скоростью 3 с/см2 [1, 3].

Интересным приложением лазерного полирования может служить формирование на режущей кромке металлорежущего инструмента плоской или радиусной гладкой фаски шириной 10 µm. В результате возрастает долговечность инструмента и повышается качество обработанной поверхности [4].

Таблица 1 – Сравнение параметров лазерного макро- и микрополирования макрополирование микрополирование

Глубина плавления, µm 20…100 0.5…5

Скорость обработки, с/см2 7…60 1…10

Исходная шероховатость Ra=0.4…10 µm Ra=0.5…0.8 µm

Достигаемая шероховатость Ra 0.5 µm Ra 0.05 µm

1. Willenborg E., Ostholt R. Polishing metal with laser radiation // Industrial Laser Solutions. – 2009. – №11.

2. Morrow Justin D., Qinghua Wang, Duffie Neil A., Pfefferkorn Frank E. Effects of Pulsed Laser Micro Polishing on Microstructure and Mechanical Properties of S7 Tool Steel // ICOMM, 2014. – №103.

3. Prospects of Laser Polishing for Small and Complexly Shaped Parts // Fraunhofer Institute for Laser Technology ILT, June 18, 2014

4. Балыко И.С., Колесников Л.А., Корниевич М.А. Оценка радиуса скругления кромки режущего инструмента // Республ. межвед. сб. научных трудов «Машиностроение», вып. 25, 2010. – С. 296…297.

УДК 539.43.669.14.018.262

ОЦЕНКА ПРОЧНОСТНЫХ ХАРАКТЕРИСТИК СТАЛИ ЭК-181

Колмаков А.Г.1, Терентьев В.Ф.

1, Просвирнин Д.В.

1, Чернов В.М.

2,

Леонтьева – Смирнова М.В.2, Хейфец М.Л.

3

1) Институт металлургии и материаловедения имени А.А. Байкова РАН,

Москва, Россия

2) Высокотехнологический НИИ неорганических материалов имени академика

А.А. Бочвара, Москва, Россия

3) ГНПО «Центр» НАН Беларуси, Беларусь

Жаропрочная и радиационно – стойкая ферритно – мартенситная сталь

ЭК – 181 (RUSFER – EK – 181) (система Fe – 12Cr 2W – V – Ta – B),

разработанная в АО «ВНИИНМ», является перспективным конструкционным

105

материалом для ядерных и термоядерных энергетических реакторов [1, 2]. В

настоящее время ведутся дальнейшие исследования по повышению

термической стабильности и уменьшению склонности этой стали к

низкотемпературному охрупчиванию, а также по изучению изменения

механических свойств в процессе статического и циклического

деформирования [1, 3]. Однако практически отсутствуют данные по

характеристикам усталостной прочности стали ЭК-181.

В работе проведены исследования механических свойств и механизмов

разрушения стали ЭК-181 при статических, и циклических нагрузках.

Исследована температурная зависимость статических механических

свойств ферритно – мартенситной стали ЭК-181 (Fe – 12Cr - 2W – V – Ta – B) в

интервале температур интервале 20...920С. При 20

С условный предел

текучести 0,2= 709 MПa, предел прочности b= 931 MПa, относительное

сужение = 65 %, относительное удлинение = 17 %. При повышении

температуры до 920С прочностные характеристики снижаются примерно на

порядок, а характеристик пластичности увеличиваются ( = 95 %, = 20,9 %).

Предел выносливости стали ЭК-181 при комнатной температуре в условия

повторного растяжения равнялся 590 МПа, а отношения предела выносливости

к пределу прочности при температуре 20С составляло 0,63.

Проведены фрактографические исследования механизмов разрушения

после статического и циклического деформирования. Механизм усталостного

распространения трещины связан с вязким бороздчатым рельефом вдоль

гребенчатых образований по направлению роста трещины. На стадии

ускоренного распространения трещины наблюдается вторичное

растрескивание, а статический долом связан с вязким ямочным разрушением.

Работа выполнена по Государственному контракту Государственной

корпорации «РОСАТОМ» с АО «ВНИИНМ» № Н.4х4.90.13.2013.

1. Леонтьева-Смирнова М.В., Агафонов А.Н., Ермолаев Г.Н., Иолтуховский

А.Г., Можанов Е.М., Ревизников Л.И., Цвелев В.В., Чернов В.М.и др.

Микроструктура и механические свойства малоактивируемой феррито-

мартенситной стали ЭК-181 (RUSFER-EK-181) // Перспективные

материалы, 6 (2006) 40-52.

2. Chernov V.M., Leontieva-Smirnova M.V., Potapenko M.M., N.I. Budylkin

N.I., Devyatko Yu.N., Ioltukhovsky A.G., Mironova E.G. Structural materials

for fusion power reactors – the RF R&D activities // Nuclear Fusion, 2007,

№47, p. 839-848.

3. Колмаков А.Г., Чернов В.М., Д.В. Просвирнин Д.В. и др. Механические

свойства малоактивированной ферритно – мартенситной стали ЭК – 181 /

Международные Научные чтения им. чл.-корр. РАН И.А. Одинга

«Механические свойства современных конструкционных материалов».

Москва, 4-5 сентября 2014 г. // Сборник материалов. – М.: ИМЕТ РАН.

2014, с. 146 – 148.

106

УДК 621.9.048.7

ИЗМЕНЕНИЕ ПОВЕРХНОСТНОЙ МИКРОТВЕРДОСТИ

ИНСТРУМЕНТАЛЬНОЙ СТАЛИ ПОСЛЕ ЛАЗЕРНОЙ

ТЕРМООБРАБОТКИ

Крайко С.Э., Варварина И.А, Погудо Е.В.

Белорусская государственная политехническая академия


Одним из условий рентабельности применения штамповки в производстве является высокая стойкость штампов 1. Широкое внедрение новых процессов деформирования, освоением штамповки труднодеформируемых металлов и сплавов, неметаллических материалов, характеризующихся, как правило, более тяжелыми условиями эксплуатации штампового инструмента, актуальность проблемы повышения стойкости штампов возрастает. Среди прогрессивных технологий увеличения длительности работы штампового инструмента широкое применение нашли процессы обработки с применением высококонцентрированных источников энергии 2, 3. Одним из таких процессов является лазерная поверхностная закалка рабочих поверхностей штампового инструмента 4.

В результате предварительных исследований по мощности, предпочтение было отдано импульсному излучению. Для проведения серии экспериментов была выбрана лазерная установка «Квант-18М», работающая в импульсном режиме.

Эффективность использования лазерной технологии в процессе закалки определяется коэффициентом поглощения инфракрасного излучения. Величина коэффициента поглощения чистыми поверхностями металлов составляет всего 5…10 %, поэтому процессы закалки таких поверхностей в производственных условиях не применяются. Наиболее перспективным видом поглощающих покрытий являются покрытия в виде краски, которую можно нанести кистью, краскораспылителем или другим способом. Сравнительный анализ процесса закалки при фосфатном покрытии, красками с сажистыми пигментами и красками с наполнителями из окислов металлов, а также образцов без покрытия показал, что при малых мощностях глубина закалки при первом покрытии в 2 раза превышает глубину закалки без покрытия, краска с наполнителями из окислов металлов дает глубину приблизительно на 10 % меньше по сравнению с фосфатным покрытием, а покрытия, содержащие сажистые пигменты, не имеют преимущества перед образцами без покрытия.

Приведенные выше способы подготовки поверхности детально разработаны в основном для непрерывного диапазона излучения с длинной волны 10,6 мкм в инфракрасной области спектра. Значительно меньше внимания уделено области применения поглощающих покрытий для увеличения зоны лазерного воздействия (ЗЛВ) при импульсном излучении с длинной волны 1,06 мкм.

В данной работе исследовалась эффективность применения при лазерной закалке покрытий различного состава при воздействии импульсного излучения по следующей методике. Для проведения эксперимента были отобраны, три

107

вида покрытий и нанесены на группы образцов: окисная пленка, образованная воздействием ортофосфорной кислоты; пленка из краски с наполнителем из окисла металла желтого цвета; комплексное покрытие, совмещающая в себе покрытия двух первых групп. В четвертой группе образцов, контрольной, для сравнения полученных результатов, покрытие отсутствовало. Толщина покрытия, по предварительным исследованиям, колебалась в пределах от 8 до 10 мкм. Образцы изготавливали из сталей У10, ХВГ, Х12М. Особое внимание уделялось термически обработанной стали Х12М, которая при стандартной объемной закалке может давать пятнистую твердость. Облучение производили при плотномти мощности излучения Wр = 8,410

4 Вт/см

2 для всех четырех

групп образцов. Поглощательную способность покрытий оценивали по глубине ЗЛВ, которую исследовали с помощью металлографического анализа. Из закаленных образцов делались шлифы и проводились исследования микротвердости на лабораторной установке ПМТ-3.

Сравнительная оценка металлографического исследования и промеров микротвердости показала, что при равных условиях облучения наибольшая поглощательная способность для термически обработанной стали Х12М свойственна комплексному покрытию. Оно характеризуется относительно большей глубиной ЗЛВ h = 0,40…0,45 мм и поверхностной микротвердостью до 10000…11000 МПа. Это, вероятно, обусловлено незначительным увеличением шероховатости металла, предварительно обработанного ортофосфорной кислотой и лучшей адгезией пленки из краски с наполнителем из окисла металла желтого цвета с поверхностью (в другой группе образцов часто наблюдалось отслаивание покрытия в соседних площадках контакта). У других групп образцов значения глубины ЗЛВ и поверхностной микротвердости соответственно составили: для покрытия из краски с наполнителем из окисла металла желтого цвета - h = 0,25…0,30 мм и 8 000…8 500 МПа, для окисной пленки ортофосфорной кислоты - h = 0,20…0,25 мм и 8 000…8 200 МПа. На образцах без покрытия, в подтверждение литературных данных, значительных изменений поверхностной микротвердости не наблюдалось.

Таким образом, было установлено, что наибольшая эффективность в условиях лазерной термообработки импульсным излучением для стали Х12М без оплавления поверхности достигнута применением комплексного покрытия из краски с наполнителем из окисла металла желтого цвета и окисной пленки ортофосфорной кислоты.

1. Михайленко Ф.П. Стойкость разделительных штампов. М.:

Машиностроение, 1976. – 208с.

2. Белый А.В. Поверхностная упрочняющая обработка с применением

концентрированных потоков энергии. – Мн., 1990. – 78с.

3. Коган Я.Д. Перспективы развития технологий поверхностного упрочнения

материалов деталей машин и инструмента // МиТОМ. 1993. №8. С.5-9.

4. Маликов Л.С. и др. Лазерное упрочнение штампового инструмента //

Технология и организация производства. – Киев, 1986. №2. С. 46-48.

108

УДК 681.2:658.511.4

ОБЪЕКТНО-ОРИЕНТИРОВАННОЕ ПРЕДСТАВЛЕНИЕ ДЕТАЛИ И

ТЕХНОЛОГИЧЕСКОГО ПРОЦЕССА ЕЕ МЕХАНИЧЕСКОЙ

ОБРАБОТКИ ПРИ АВТОМАТИЗИРОВАННОМ ПРОЕКТИРОВАНИИ

Лапига А.С., Выслоух С.П.

Национальный технический университет Украины

«Киевский политехнический институт» Киев, Украина

Для повышения уровня автоматизации САПР ТП и улучшения качества

проектных работ необходимо применять новые подходы к построению таких

систем. Как правило, при автоматизированном проектировании

технологических процессов (ТП) механической обработки деталей и разработке

управляющих программ для станков с числовым программным управлением

(ЧПУ) большая часть начальных данных, которые характеризуют форму и

размеры поверхностей детали, задаются в режиме диалога. Более эффективным

является такой способ получения начальных данных, при котором информация

о размерах поверхностей, их взаиморасположения и т.п. определяется из 3D-

модели этой детали, нежели задание этой информации в режиме диалога, что

требует значительных затрат времени и соответствующей квалификации

технолога-проектировщика. Поэтому разработка новых принципов, методик и

алгоритмов для систем автоматизации проектирования технологических

процессов является актуальной и перспективной.

Предложено способ автоматизированного проектирования

технологического процесса механической обработки деталей, который

позволяет в автоматизированном режиме из 3D-модели детали получить

начальные данные, необходимые для проектирования ее ТП, а также

разработанную технологию обработки поверхностей детали передать в систему

автоматизированного проектирования управляющих программ для станков с

числовым программным управлением. Для реализации поставленной задачи

необходимо, чтобы 3D-модель детали определялась как совокупность

определенных наборов связанных между собой геометрических элементов,

которые могут обрабатываться САПР. Одним из подходов может быть

применение языка описания данных EXPRESS и принципов стандарта STEP.

3D-модель, описанная на языке EXPRESS с помощью прикладного протокола

STEP, представляет собой структуру данных, состоящую из определенных

взаимосвязанных объектов. Каждый объект – это геометрический элемент

детали такой, как грань, поверхность и т.п. Прикладным протоколом в STEP

называют информационную модель определенного приложения, которая

описывает с высокой степенью полноты множество сущностей, имеющихся в

приложении, вместе с их атрибутами, и выражена средствами языка EXPRESS.

Предполагается, что эта модель содержит в себе описание данных любой

конкретной задачи соответствующего приложения, т.е. практические

109

информационные модели прикладных задач оказываются частными случаями

прикладных протоколов [1]. На основании данных прикладного протокола

можно получить формы поверхностей детали, их размеры и

взаиморасположение. Используя принципы объектно-ориентированного

подхода к описанию геометрических параметров детали и технологии ее

изготовления как к единой информационной модели, можно каждую

элементарную поверхность детали представить как некий объект. Такой объект

будет иметь: 1) свойства, т.е. форму поверхности, ее размеры, шероховатость,

точность и т.д.; 2) методы получения этой поверхности заданной формы,

размеров и точности, т.е. совокупность технологических операций и переходов.

Любая деталь состоит из набора элементарных поверхностей и будет

«потомком» нескольких таких элементарных поверхностей, а значит, будет

иметь все те свойства и методы, которые определены для каждой из них. Для

идентификации той или иной поверхности используются такие свойства как

форма поверхности, ее размеры, пропорции, расположение относительно

других поверхностей и т.д. Также любой элемент ТП возможно представить как

определенный объект (например, точение, инструмент, режимы резания и т.п.).

В свою очередь любой объект имеет свои свойства. Например, объект «режимы

резания» имеет такие свойства как подача, скорость и глубина резания. Кроме

того, свойством объекта может выступать и другой объект (например, объект

«технологический переход» выступает свойством для объекта «операция»).

Таким образом производиться формализация технологического процесса, и

создается определенная конкретная структура элементов технологического

процесса, что позволяет обеспечить взаимосвязанность данных и легкость

обработки информации. Для каждого объекта можно определить правила его

описания, которые ограничивают его использование. Совокупность тех или

иных объектов с их свойствами создают некую схему, т.е. область определения

данных.

Представленная методика автоматизированного проектирования ТП

механической обработки типовых поверхностей деталей приборов и машин на

основе единой информационной модели детали на основании комплекса

стандартов STEP позволяет сократить и удешевить общий цикл

проектирования и производства. Также одним из основных преимуществ

использования стандарта STEP является то, что он задает способы реализации

обмена данных, которые предоставлены в соответствии с полной моделью

изделия, при этом они не зависят от программных продуктов и аппаратных

средств, которые применяются участниками жизненного цикла изделия [2].

1. Норенков И.П. Основы автоматизированного проектирования: Учеб. для

вузов. 2-е изд., перераб. и доп. – М.: Изд-во МГТУ им. Н.Э. Баумана, 2002. –

336с.

2. Сосонкин В.Л., Мартинов Г.М. Системы числового программного

управления: Учеб. Пособие. – М.: Логос, 2005. – 296 с.

110

УДК 621.9.06

АНАЛИЗ ВИДОВ КОМПАНОВОК И СПОСОБОВ УСТАНОВКИ

ПОДШИПНИКОВ В ОПОРАХ ПЕРЕДАЧ ВИНТ-ГАЙКА КАЧЕНИЯ

Макаревич И.В., Глубокий В.И.



В приводах подач станков с ЧПУ могут применяться различные виды

компоновок и осевого крепления ходовых винтов передач винт-гайка качения.

При этом в зависимости от особенностей конструкций и принципа работы

привода подач и предъявляемых к нему требований применяются

соответствующие типы подшипников и способы установки их в опорах

ходового винта.

В опорах ходовых винтов чаще всего применяются как самостоятельно,

так и в комплектах следующие виды подшипников:

а) шариковые радиальные и одно- и двухрядные радиально-упорные;

б) упорные одно- и двухрядные шариковые и роликовые;

в) комбинированные радиально-упорные роликовые подшипники.

Шариковые подшипники применяются для скоростных приводов подач и

при малых тяговых усилиях. В приводах подач с большими тяговыми усилиями

рекомендуется применять роликовые подшипники. Для особенно нагруженных

приводов и с большим ходом рабочего органа применяются в двух опорах

комбинированные радиально-упорные роликовые подшипники. Обычно в

опорах ходовых винтов приводов подач применяются комплекты

подшипников, в том числе с использованием одновременно шариковых и

роликовых подшипников.

В приводах подач наиболее широко получают применение

нижеприведенные варианты компоновок ходовых винтов и их осевого

крепления с различными типами подшипников и способами их установки в

опорах ходового винта.

1. Схемы ходового винта с одной опорой 1, воспринимающей нагрузки в

обоих направлениях и с консольным расположением его второго конца 2

(рисунок 1). В этом варианте компоновки в передней опоре 1 может быть

комплект радиально-упорных шариковых подшипников (рисунок 1, а) или

комбинированный радиально-упорный роликовый (рисунок 1, б).

Рисунок 1 – Схемы ходового винта с одной фиксирующей опорой 1 и со

свободным вторым концом 2

111

Так как эта схема имеет одностороннее крепление винта и свободный

второй конец, то допускает небольшую сжимающую нагрузку и не допускает

высоких частот вращения. Применяется такая схема в вертикальных приводах

подач, при небольшом ходе и при затруднениях с установкой второй опоры.

2. Схемы ходового винта с одной фиксирующей опорой 1,

воспринимающей осевую нагрузку в обоих направлениях и второй –

плавающей 2 (рисунок 2). В передней фиксирующей опоре 1 может быть,

например, комплект радиально-упорных шариковых подшипников, а в задней

плавающей опоре 2 – шариковый радиально-упорный двухрядный подшипник

(рисунок 1, а) или комбинированный радиально-упорный роликовый

подшипник в фиксирующей опоре 1, а в плавающей опоре 2 – радиальный

подшипник (рисунок 1, б).

Рисунок 2 – Схемы винта с фиксирующей 1 и плавающей 2 опорами

При этом привод имеет высокий запас устойчивости по критической

частоте вращения и осевой силе и применяется при средних тяговых усилиях.

3. Схемы ходового винта с двумя фиксированными опорами 1 и 2,

воспринимающими осевую нагрузку в двух направлениях (рисунок 3, а, б, в). В

фиксирующих опорах 1 и 2 могут устанавливаться комплекты радиально-

упорных шариковых подшипников (рисунок 3, а), комбинированные

радиально-упорные роликовые подшипники (рисунок 3, б) и комплекты

упорных шариковых или роликовых и радиальных шариковых подшипников

(рисунок 3, в).

Такие схемы применяется в приводах с большим ходом рабочего органа

станка и обеспечивают высокий запас устойчивости по критической частоте

вращения и по продольной сжимающей нагрузке и высокую осевую жесткость.

Рисунок 3 - Схемы ходового винта с двумя фиксирующими опорами

1 и 2 (а, б, в,) и с двумя плавающими опорами 1 и 2 ( г)

112

4. Схема ходового винта с двумя плавающими опорами 1 и 2, которые

могут смещаться в обоих направлениях (рисунок 3, г). В плавающих опорах 1 и

2 могут устанавливаться радиально-упорные или радиальные шариковые

подшипники (рисунок 3, г). Применяются в приводах подач, где необходимо

компенсировать температурные деформации ходового винта в процессе

обработки.

1. Шариковинтовые приводы Hiwin : Техническая информация, – Минск :

Дивимакс, 2011. – 112 с.

2. Шариковинтовые приводы Rexroth. – Варшава, 2010. – 128 с.

УДК 621.791

ОЦЕНКА ВОЗМОЖНОСТИ ПОЛУЧЕНИЯ КОМПОЗИЦИОННЫХ

ПОКРЫТИЙ ИЗ ПОРОШКОВ НА ОСНОВЕ САМОФЛЮСУЮЩИХСЯ

НИКЕЛЕВЫХ СПЛАВОВ И ОКСИДНОЙ КЕРАМИКИ МЕТОДОМ

ПЛАЗМЕННОГО НАПЫЛЕНИЯ

Мешкова В.В., Девойно О.Г., Луцко Н.И.



Одной из актуальных задач кабельного производства, является задача

обеспечения высоких эксплуатационных свойств быстроизнашивающихся деталей

протяжных устройств, к которым относятся протягивающие и поддерживающие

ролики. Рабочие поверхности этих деталей работают в условиях практически

сухого трения при постоянно обновляющемся материале контртела

(протягиваемая проволока). При таких условиях происходит постоянное

удаление из зоны контакта вторичных структур, обнажение ювенильных

поверхностей, что, в свою очередь, приводит к повышению адгезионной

составляющей силы трения. В результате наблюдается повышенный износ

рабочих поверхностей роликов и ухудшение качества проката.

Спецификой требований к покрытиям на данных деталях является обеспечение

высокой стойкости к адгезии материалов покрытия с металлами провода в условиях

высоких температур. Известным способом упрочнения поверхностей является

нанесение композиционных покрытий на основе самофлюсующихся сплавов с

добавлением тугоплавких элементов, таких как карбид вольфрама для

снижения адгезии. Данный способ является эффективным, но дорогостоящим.

Из технологических соображений часто используется нанесение нейтральных

оксидных керамических покрытий.

В данной связи представляет интерес возможность получения

композиционного покрытия на основе самофлюсующихся никелевых сплавов с

нейтральной оксидной керамикой Al2O3 методом плазменного напыления.

Добавление порошка Al2O3 в самофлюсующийся сплав производится с целью

113

снижения себестоимости материала покрытия, а также для повышения

износостойкости за счет того, что Al2O3 снижает схватывание медного провода

с никелевой матрицей самофлюсующегося покрытия.

В данной работе изучалось распределение твердости, в покрытии,

полученном плазменным напылением порошка, состоящего из смеси

самофлюсующегося сплава ПГ-ХН80СР4 на никельхромовой основе системы

(Ni-Fe-Cr-Si-B-C), с оксидной керамикой Al2O3 с содержанием – 15, 20, 25,

30%, на образцах из стали 45, подвергнутых предварительно дробеструйной

обработке. Размеры образцов 45×25×7 мм. Для напыления использовалась

установка УПУ-3Д, в качестве плазмообразующего газа применялся азот.

Напряжение дуги 105 В, сила тока 350…420 А. Толщина напыленного слоя

составила 0,8…1,1 мм. Предварительно для повышения адгезии покрытия

образцы грунтовались слоем чистого самофлюса толщиной 0,1-0,15 мм.

Покрытие наносилось в режиме напыления с оплавлением. Далее, из образцов

изготавливались шлифы, для исследования твердости и микроструктуры.

В результате исследования твердости покрытий, нанесенных плазменным

напылением, получены следующие значения в зависимости от процентного

содержания в составе смеси оксидной керамики: 15, 20, 25, 30% (рисунок 1).

0% - твердость закаленного образца из стали 45 без покрытия. Наблюдается

повышение твердости покрытия в зависимости от увеличения процентного

содержания оксидной керамики. Разброс значений твердости может

свидетельствовать о наличии явления сепарации смеси порошка в процессе

напыления. Микроструктура нанесенного покрытия показана на рисунке 2. При

напылении смеси порошков была опасность неравномерного распределения

элементов смеси, оксидная керамика Al2O3 могла «всплыть» на поверхность

покрытия из-за меньшей массы. Однако, микроструктура покрытий

равномерная, что позволяет предположить одинаковое распространение

износостойкости по поверхности покрытия и стабильный градиент свойств по

глубине покрытия.

Рисунок 1 – Твердость покрытий,

полученных плазменным напылением

смеси порошков самофлюсующихся

сплавов в зависимости от процентного

содержания оксидной керамики

Рисунок 2 – Микроструктура

покрытия, содержание Al2O3 в

покрытии 30%, х500

114

Таким образом, доказана принципиальная возможность получения

композиционных покрытий на основе самофлюсующихся никелевых сплавов с

оксидной керамикой методом плазменного напыления.

1. Тушинский Л.И. Методы исследования материалов: Структура, свойства и

процессы нанесения неорганических покрытий/ Л.И. Тушинский, А.В.

Плохов, О.А. Токарев, В.И. Синдеев. – М.: Мир, 2004. – 384с.

УДК 621.762.5

ЭЛЕКТРОИМПУЛЬСНОЕ ПРЕССОВАНИЕ В ВАКУУМЕ

ОПТИЧЕСКИ ПРОЗРАЧНЫХ СТЕКЛОКОМПОЗИТОВ

Минько Д.В., Белявин К.Е., Шелег В.К.



Разработка и производство композитных материалов является

приоритетным направлением в нашей стране и за рубежом. Несмотря на то, что

основным направлением исследований в последние годы являются полимер-

матричные и гибридные композиты, интерес к разработке композитных

материалов с неорганической матрицей, в т.ч. стекло-матричных, остается

достаточно высоким. В то же время, в случае неорганических композитов,

переход от традиционных микроразмерным наполнителей к наноразмерным

требует проведения комплекса дополнительных фундаментальных и

прикладных исследований для создания теоретической и экспериментальной

базы производства.

Оптически прозрачные стеклокомпозиты могут быть использованы в

производстве таких изделий как автоматически затемняемые зеркала и линзы,

незапотевающие стекла, преобразователи спектра, оптические трансформаторы,

детекторы и т.п., а также в осветительной технике.

Все эти материалы должны обладать высокой прозрачностью для

определенных волн спектра, которые передаются либо от внешнего источника,

либо генерируются в самом стеклокомпозите.

Проведенный анализ показал, что наиболее вероятным путем решения

проблемы повышения прозрачности стеклокомпозитов является снижение

остаточной пористости в виде пузырьков воздуха, остающихся заключенных

между отдельными частицами шихты, при их получении путем сплавления.

Традиционные методы осветления, применяемые при производстве стекла [1],

неприемлемы, т.к. требуют длительной выдержки шихты в условиях высоких

температур, приводящей к деградации некоторых ее составляющих (в

частности – химически активных и наноразмерных).

Одним из методов получения композитных материалов, обладающим

таким несомненным преимуществом как быстродействие, является

115

электроимпульсное прессование (ЭИП). Метод ЭИП заключается в воздействии

на находящуюся в замкнутом объеме под давлением прессования 0,1-100 МПа

шихту токами плотностью 103-10

5 кА/м

2, действующими на протяжении от

нескольких секунд до нескольких минут. При этом возможно пропускание

электрического тока не только через порошок, но и частично через пресс-

инструмент (чаще графитовый) [2, 3].

Разрабатываемый метод основан на предположении, что одновременное

воздействие температуры, вакуума и давления прессования создаст условия,

при которых шихта стекла и наполнителя может быть уплотнена до состояния,

при котором размер рассеивающих пор не превысит 100 нм. Таким образом,

должны быть устранены условия для рассеивания света в толщинах композита

до 10 мм, что достаточно для создания оптически прозрачного

стеклокомпозитного материала, пригодного для получения большинства

изделий. Дальнейшее внедрение метода позволит выйти на технический

уровень производства стеклокомпозитов, соответствующий мировому.

Основные характеристики стеклокомпозитных материалов зависят от

химического состава, физических и технологических свойств исходной шихты.

В состав шихты входило стекло неорганическое марки ДС10, измельченное в

шаровой мельнице до размера частиц ~ 1 мкм, с добавкой наноразмерных

компонентов в количестве от 0,5% до 5%.

Для проведения процесса ЭИП в вакууме разработан и изготовлен макет

технологического устройства, позволяющий обеспечить разогрев шихты со

скоростью до 150 ºС/мин путем пропускания электрического тока через

графитовый пресс-инструмент при приложении давления прессования до 10

МПа. Наибольшая величина остаточного давления воздуха замкнутом

пространстве, содержащем электроды, токоподводящее приспособление и

пресс-инструмент с шихтой, составляла 10 кПа. Макет позволяет получать

экспериментальные образцы стеклокомпозитов диаметром и высотой – не

более 20 мм.

Экспериментально установлено, что при ЭИП на воздухе происходит

объединение мелких частиц шихты в более крупные, сопровождающееся

образованием воздушных пузырьков в межчастичном пространстве прессовки и

не успевающих выйти наружу. В результате полученный материал не обладает

прозрачностью из-за рассеяния света на множестве пузырьковых включений

размером до 10 мкм.

При проведении ЭИП в вакууме были созданы условия разогрева шихты,

при которых материал частиц становился достаточно текучим для того, чтобы

воздушные пузырьки схлопывались под действием прикладываемого давления

прессования. При этом размеры пор по объему образца уменьшались на

порядок. В тоже время скорость протекания процесса нагрева-охлаждения

шихты оставалась достаточно высокой, что исключало деградацию

наноразмерных компонентов.

116

Для практической реализации процесса ЭИП в вакууме необходимо

дальнейшее уточнение и оптимизация технологических режимов получения

экспериментальных образцов с целью сокращения количества и размеров пор.

1. Технология стеклоизделий / под.ред. И.И.Китайгородского. В 2-х томах. –М.:

Гизлегпром, 1939. –540 с.

2. Райченко, А.И. Основы процесса спекания порошков прпусканием

электрического тока. –М.: Металлургия, 1987. –128 с.

3. Белявин, К.Е. Теория и практика электроимпульсного спекания пористых

порошковых материалов / К.Е.Белявин, В.В.Мазюк, Д.В.Минько, В.К.Шелег.

–Минск: ООО «Ремико», 1997. –180 с.

УДК 621.941.025-182.26

ОПТИМИЗАЦИЯ СБОРНОГО РЕЖУЩЕГО ИНСТРУМЕНТА ПО

ТОЧНОСТИ ПОЗИЦИОНИРОВАНИЯ СМЕННЫХ МНОГОГРАННЫХ

ПЛАСТИН

Михайлов М. И.

Учреждение образования «Гомельский государственный технический

университет имени П.О. Сухого», г. Гомель, Республика Беларусь

По характеру относительного расположения сменных многогранных

пластин (СМП) в поле зазора можно выделить следующие основные случаи [1]:

зазоры полностью выбираются в одном направлении, зазоры полностью

выбираются так, что пластина соприкасается равновероятно в любой точке

отверстия.

Принимали, что положение СМП 1 и корпуса 2 (рисунок) определяется

плоскостью, по которой они соприкасаются, и штифтом 3, входящим в

отверстие. Оси отверстия и штифта не перпендикулярны плоскости

соприкосновения СМП.

Рисунок 1 - Схема к расчету погрешности позиционирования СМП

117

На рисунке ООа – ось отверстия в СМП 1; ООш – ось штифта; OO' – ось,

перпендикулярная опорной поверхности; a – угол между осью OO' и осью

отверстия; ш – угол между осью OO' и осью штифта.

При выводе расчетных формул принимали, что все оси пересекаются в

точке О.

Относительное смещение СМП и державки определяется наименьшими

зазорами в сопряжении штифта с отверстием в верхней и нижней плоскостях

СМП. В верхней плоскости зазор уменьшается за счет отклонения от

перпендикулярности осей ООа и ООш к базовой поверхности. Сечения штифта

и отверстия в верхней плоскости представляют собой эллипсы. Отклонения

осей отверстия и штифта в верхнем сечении обозначили через а и ш,

направление перекосов осей в плане относительно заданного направления по

оси х – через а и .ш

Тогда, используя методику расчета размерных цепей [2], получили:

шшшa,шa, 2

1em TTNM aaz )

2(

2)(cos

ô

ôô

a

aasa

sasa

a

a

Tem

Tem

r

lM

.)2/(2/)(cos фшфшфшшшш

ш

ш TemTemr

lM sss (1)

шфшшф coscos4

1YDXDYDXDD aаaz

,22 фшшшф rr aaa (2)

где Mz – математическое ожидание величины зазора;

ΔNа,ш, ш,aem – разность номинальных значений и середин полей допусков

диаметров отверстия в СМП и штифта;

Sa и Sш – задаваемые на чертежах отклонения от перпендикулярности осей в

виде отношения S/l;

l – длина отверстия;

, Т – коэффициенты относительной асимметрии и допуски

соответствующих параметров;

emфа, emsа – соответственно средние значения отклонений от формы и

перпендикулярности отверстия в СМП.

Тогда статистические параметры зазора примут вид:

,2ш

2ш

2222 TKTKTK xaxazz (3)

где ];2

6,35,0[]2

6,35,0[

2

ф

ф

ф2ф

2

ф2

2

22

22

a

a

a

aa

asa

sa

sasa

a

sa

aaxa T

emK

T

T

T

emK

T

T

r

lKK

118

]

26,35,0[

2

ш

ш

ш2ш

2

ш

ш

2

ш

2ш

2ш

s

s

ss

sx T

emK

T

T

r

lKK ,]

26,35,0[

2

ôø

ôø

ôø2

ôø

2

ø

ôø

T

emK

T

T

Kха и Kxш – приведенные коэффициенты относительного рассеивания

случайной величины Х соответственно для отверстия и штифта;

ema, Та, а, Kа – характеристики рассеивания случайной величины Ха;

фа – случайная величина погрешностей формы отверстия СМП;

,фаX emфа, Тфа, фа, Kфа – характеристики рассеивания этой случайной

величины.

1. Сборный твердосплавный инструмент/ Г.Л. Хает [и др.]; под общ. ред. Г.Л.

Хаета. – М.: Машиностроение, 1989. – 256 с.

2. Анухин В.И. Допуски и посадки. – СПб.: Питер, 2007. – 207с.

УДК 621.941.025-182.26

РАСЧЕТ НАПРЯЖЕННО-ДЕФОРМИРОВАННОГО СОСТОЯНИЯ

ИНСТРУМЕНТАЛЬНЫХ ДИСКОВ ВНУТРЕННИХ РЕЗЬБОНАРЕЗНЫХ ФРЕЗ

Михайлов М.И., Федотов А.П.

Учреждение образования «Гомельский государственный технический

университет имени П.О. Сухого», г. Гомель, Республика Беларусь

Наиболее эффективным методом нарезания ходовых винтов является

фрезерование внутренними фрезами [1].

В представленной работе был произведен анализ напряженно-

деформированного состояния инструментальных дисков резьбонарезных фрез.

Для моделирования использовался метод конечных элементов [2]. Нагрузка

действующая на режущие элементы рассчитывалась с использованием схемы,

изображенной на рисунок 1.

Рисунок 1 – Схема обработки

Исследовались два конструктивных варианта: с осевым креплением ножей

и с тангенциальным креплением (таблица 1).

119

Таблица 1 - Расчетные модели Расчетная схема Расчетная схема

1 1.Первый конструктивный вариант

2. Второй конструктивный вариант

Нагрузки действующие на режущие кромки рассчитывались из условий:

скорость резания v= 368 м/мин, частота вращения заготовки nзаг =25 об/мин;

внутренний диаметр фрезы Dф =65мм; частота вращения фрезы nф =1800

об/мин; подача на зуб фрезы Sz =0.5мм/зуб; угол подъема витков резьбы

β= 200;число зубьев фрезы Zф =4;составляющие сил резания Рz =2412H;Рy =

723,6H; Рх =1206Н.

Результаты расчетов представлены в таблице 2

Таблица 2 - Результаты расчетов Перемещения Напряжения

1.1 1.Первый конструктивный вариант

Суммарное максимальное перемещение

δ = 0,0546мм.

1.Первый конструктивный вариант

Максимальное эквивалентное напряжение

σэкв = 299,591 МПа.

1.2 2. Второй конструктивный вариант

Суммарное максимальное перемещение

δ = 0,0848мм.

2. Второй конструктивный вариант

Максимальное эквивалентное напряжение

σэкв = 351,991 МПа.

120

Результаты исследований позволяют заключить, что наиболее

оптимальным вариантом фрезы является конструкция первого варианта, так как

обеспечивает большую точность при меньших напряжениях.

1.Виксман Е.С. Скоростное нарезание резьб и червяков [Текст] / Е.С.Виксман. –

М.: Машиностроение, 1966. – 89 с.

2. Зенкевич О. Метод конечных элементов в технике [Текст] / О.Зенкевич. – М.:

Мир, 1975. – 541с.

УДК 621

ПЛАНИРОВАНИЕ ЭКСПЕРИМЕНТА НА ОСНОВЕ

КОНЦЕПЦИИ АКТИВНОГО ЭКСПЕРИМЕНТА

Моргаленко А.П., Моргаленко Т.А.



В основу проведения эксперимента по исследованию эффективности

технологии обработки поверхностей по критериям износостойкости и анализа

его результатов была положена концепция активного эксперимента [1].

Применение такого подхода в технологических исследованиях позволило

получить ряд положительных результатов [2].С его помощью можно получить

статистические модели процессов формирования параметров состояния

поверхностного слоя или их эксплуатационных свойств от условий обработки,

а также эксплуатационных характеристик поверхностей от параметров их

качества, то есть зависимости типа «режимы обработки – параметры качества

поверхности», «режимы обработки – эксплуатационные показатели

поверхности», «параметры качества поверхности – эксплуатационные

показатели поверхности».

В соответствии с поставленной целью исследованию подлежал целый ряд

как количественных, так и качественных факторов, отражающих параметры

обработки поверхностей трибоэлементов и условия изнашивания (нагрузка,

скорость относительного скольжения). В связи с этим, с целью сокращения

объема экспериментальных работ и повышения достоверности получаемых

данных необходимо применение сложного несимметричного плана

эксперимента. Такой план можно построить путем совмещения ортогонального

плана первого порядка с латинским квадратом [1].

Задача заключалась в том, чтобы построить план, который позволил бы:

1 – увеличить число количественных факторов (k > 2);

2 – варьировать количественные факторы только на двух уровнях, что

является достаточным для получения линейной зависимости, когда справедлива

гипотеза об отсутствии взаимодействий;

121

3 – исключить нарушающие влияния качественных факторов при подсчете

коэффициентов регрессии линейных эффектов количественных факторов;

4 – совершить (в случае необходимости) движение по градиенту для

количественных факторов;

5 – построить оптимальный перебор комбинаций уровней качественных

факторов, если m > 1;

6 – не превышать число опытов по сравнению с факторными

экспериментами типа 2k.

Требования 1, 2 и 4 выполняются при построении планов типа 2k.

Требование 3 характерно для латинских квадратов. Требование 5 выполняется

при построении греко-латинских квадратов и ортогональных квадратов более

высоких степеней. Для того чтобы построить планы, удовлетворяющие всем

перечисленным требованиям, нужно синтезировать сложные из планов 2k и

латинских планов. В связи с этим предлагается [3] совмещать матрицу 2k с

латинскими или греко-латинскими квадратами (или ортогональными

квадратами более высоких степеней). Тогда будет выполняться и требование 6.

На этой основе были разработаны специально подготовленные планы

соответствующих экспериментов для принятых вариантов комбинированной

обработки поверхности с целью получения максимума информации при

минимальных затратах, представляющие собой сочетание регулярных дробных

реплик и полных факторных планов с латинским и греко-латинским

квадратами.

Обработка результатов эксперимента проводилась путем дисперсионного

и множественного регрессионно-корреляционного анализов. Дисперсионный

анализ осуществлялся с учетом того, что планы эксперимента представляли

комбинацию латинских квадратов и ортогональных планов первого порядка.

Обработка результатов эксперимента, выполненного по ортогональным

планам первого порядка, осуществлялась по алгоритму, позволившему

осуществлять одновременно расчет и анализ четырех моделей:

1. Линейная модель без учета ошибки фиксации факторов относительно

заданного уровня от опыта к опыту.

2. Линейная модель с коррекцией коэффициентов регрессии в зависимости

от ошибки фиксации фактора относительно заданного уровня.

3. Мультипликативная модель.

4. Мультипликативная модель с коррекцией коэффициентов регрессии

аналогично случаю 2.

Из указанных четырех моделей выбирается наилучшая в соответствии с

выбранными статистическими критериями (адекватность и др.).

Эта методика применяется в случае, когда план эксперимента не обладает

свойством ортогональности, что часто встречается при проведении

технологических исследований. Так, применение этой методики необходимо

при исследовании зависимостей типа «параметры состояния поверхностного

слоя – эксплуатационное свойство» или «технологические параметры качества

поверхности – эксплуатационные параметры», а также при статистической

122

обработке результатов пассивного эксперимента. С целью учета влияния

качественных факторов, принимающих строго фиксированные значения (тип

покрытия, метод обработки и др.), перед проведением анализа им

присваивались условные количественные значения, что в дальнейшем

позволяет учитывать эти факторы путем введения в модели соответствующих

коэффициентов.

1. Маркова Е.В., Лисенков А.Н. Планирование эксперимента в условиях

неоднородностей. – М.: Наука, 1973. –242 с.

2. Рыжов Э.В., Суслов А.Г., Федоров В.П. Технологическое обеспечение

эксплуатационных свойств деталей машин. – М.: Машиностроение, 1979. –

176 с.

3. Маркова Е.Б. Латинские квадраты в планировании эксперимента // Заводская

лаборатория. – 1968. – № 1.

УДК 621

ОПРЕДЕЛЕНИЕ ПАРАМЕТРИЧЕСКОЙ НАДЕЖНОСТИ

ТЕХНОЛОГИЧЕСКОЙ СИСТЕМЫ ПО ОБЕСПЕЧЕНИЮ

ПАРАМЕТРОВ КАЧЕСТВА ПОВЕРХНОСТНОГО СЛОЯ ДЕТАЛЕЙ

МАШИН

Моргаленко Т.А.



Для успешного решения поставленной задачи необходимо знать

соотношения, связывающие параметры качества поверхностного слоя (ПКПС)

Yi с условиями обработки Xk для каждой исследуемой технологической

системы (ТС), которые представляют собой модели формирования ПКПС в

процессе обработки. С этой целью рекомендуется использовать физико-

статистический подход. Его концепция заключается в том, что структура

модели ТС формируется на основе физико-технологического анализа

причинно-следственных связей факторов обработки и внешней среды, а

выходные параметры определяются статистическими методами.

Для построения моделей и исследования параметрической надёжности ТС

целесообразно применять метод имитационного моделирования [1], так как он

характеризуется высокой эффективностью при сравнительно небольших

материальных затратах. Построение и анализ моделей ТС методом

имитационного моделирования базируется на основе математико-

статистического подхода к анализу сложных систем и предполагает

использование метода статистических испытаний (Монте-Карло).

Имитационное моделирование ТС включает методологию построения

системных моделей, методы алгоритмизации объектов, методы и средства

построения программных реализаций имитаторов, планирование организации и

123

выполнение на ЭВМ экспериментов с имитационными моделями, машинную

обработку данных и анализ результатов.

В предлагаемой схеме определения показателей параметрической

надёжности ТС выделяются два этапа исследований: А) построение и анализ

модели (блоки 1…6); В) исследование параметрической надёжности (блоки

7…10).

Построение статистических моделей наиболее эффективно проводить с

помощью активного эксперимента, применяя методы корреляционно-

регрессионного анализа. Одним из основных этапов, влияющих на качество

полученной модели и её эффективность, является выбор факторов, которые

оказывают при обработке решающее влияние на формирование параметров

качества детали. Выбор факторов можно осуществлять на основе анализа

графов корреляционных связей, построенных по величинам коэффициентов

парной или частной корреляции между входными и выходными параметрами ТС

(блок 2).

При выборе плана эксперимента (блок 3) следует иметь ввиду, что с точки

зрения экономичности более предпочтительны планы первого порядка, с

помощью которых получен ряд удовлетворительных результатов при

исследовании различных ТС механической обработки.

Определение ПКПС (блок 5) связано с измерением и расчётом

соответствующих величин. Построение и анализ модели ТС (блок 6)

124

заключается в оценке: её параметров и их вероятностных характеристик;

значимости рассматриваемых факторов и адекватности.

Расчёт параметрической надёжности ТС (блоки 7…10) является полностью

формализованным. Исходными данными для реализации машинных

экспериментов (МЭ) над моделями ТС являются их параметры с

соответствующими вероятностными характеристиками и область пространства

условий обработки, обеспечивающую регламентируемую систему Yi ПКПС. В

результате реализации МЭ (блок 8) формируются массивы соответствующих

ПКПС, статистический анализ которых осуществляется в блоке 9. На основе его

результатов рассчитывается параметрическая надёжность ТС по обеспечению

регламентируемых ПКПС в процессе обработки, т. е. величины Р, определяющие

вероятность выполнения заданий по условиям (8), (9) или (10) (блок 10). Для

реализации данной схемы используется специальное математическое и

программное обеспечение.

1. Фёдоров В. П. Проблемы исследования и повышения надёжности

технологического обеспечения качества деталей машин. // Трение и износ,

1997, том 18, № 3, с. 349-360.

УДК 621.9.047.7

ПОЛИРОВАНИЕ ИЗДЕЛИЙ МАЛОГО СЕЧЕНИЯ И ЖЁСТКОСТИ С

ПРИМЕНЕНИЕМ ЭЛЕКТРОЛИТНО-ПЛАЗМЕННОЙ ОБРАБОТКИ ПРИ

ПОНИЖЕННОМ ДАВЛЕНИИ СРЕДЫ

Нисс В.С., Алексеев Ю.Г., Королёв А.Ю., Паршуто А.Э.


г. Минск, Беларусь

В машино-, приборостроении, при производстве изделий медицинского

назначения существует широкий перечень изделий, финишная обработка

которых физико-техническими методами затруднена из-за особенностей

геометрии, а также из-за применения специальных материалов, характеристики

которых не должны меняться в процессе обработки от силового воздействия

или теплового действия тока. К таким изделиям относятся, например, изделия с

малой площадью поперечного сечения и изделия малой жесткости.

В случае, когда площадь поперечного сечения изделия существенно мала

по сравнению с общей площадью обрабатываемой поверхности, происходит

нагрев материала из-за теплового действия проходящего через изделие тока,

поскольку плотность тока может достигать 1–2 А/см2. Нагрев приводит к

окислению поверхности изделия, изменению структуры и свойств материала и,

в ряде случаев, к неисправимому браку. Существует ряд ответственных

изделий, для которых в результате финишной обработки не допускается

изменение прочностных, акустических характеристик, изменения

микроструктуры и фазового состава.

125

При обработке изделий, обладающих малой жёсткостью, обычно

возникают трудности, связанные с закреплением их на оснастке и

обеспечением надёжного токоподвода. Такие изделия характеризуются малой

площадью сечения при относительно большой площади обрабатываемой

поверхности. При монтаже на оснастку такие изделия часто деформируется из-

за большого распорного усилия элементов оснастки, необходимого для

обеспечения надёжного токоподвода. Другой проблемой, возникающей при

обработке изделий с малой жёсткостью, является малая площадь контакта

оснастки с изделием, что вызывает подгорание и плавление контактной

поверхности.

Для решения указанных проблем разработаны метод и оборудование для

электролитно-плазменной обработки в условиях вакуумметрического давления,

обеспечивающие существенное уменьшение удельной мощности за счёт

снижения энергии, необходимой для обеспечения плёночного кипения и

поддержания стабильной парогазовой оболочки вокруг обрабатываемого изделия.

В работе оценивалось влияние вакуумметрического давления на изменение

плотности тока в процессе электролитно-плазменной обработки. Исследования

проводили на плоских образцах из стали 12Х18Н10Т суммарной площадью 5

см2. В качестве электролита использовался водный раствор сульфата аммония

концентрацией 5 %. Температура электролита поддерживалась в пределах

80±2С. Рабочее напряжение изменяли в диапазоне от 200 до 300 В. Сила тока

измерялась при значениях рабочего напряжения 220, 260 и 300 В при величинах

вакуумметрического давления 0, –50 кПа и –63 кПа.

Результаты проведенных экспериментальных исследований показали, что

обработка в условиях вакуумметрического давления обеспечивает снижение

плотности тока: с 0,28–0,60 А/см2 (в зависимости от напряжения) при

атмосферном давлении до 0,075–0,21 А/см2 при значении вакуумметрического

давления –63 кПа (в 3–4 раза). Снижение плотности тока приводит,

соответственно, к уменьшению удельной мощности, потребляемой в процессе

электролитно-плазменной обработки.

1 – 300 В, 2 – 260 В, 3 – 220 В

Рисунок 1 – Влияние давления среды на изменение плотности тока при

различных значениях рабочего напряжения

126

Снижение плотности тока при обработке в условиях вакуумметрического

давления можно объяснить повышением сопротивления парогазовой оболочки,

формирующейся вокруг образца, за счёт увеличения её толщины. Увеличение

толщины парогазовой оболочки вокруг образца связано с уменьшением давления

среды и гидростатического давления электролита, действующего на неё.

Существенное снижение плотности тока и удельной мощности при

электролитно-плазменной обработке в условиях вакуумметрического давления

открывает широкие возможности для разработки новых процессов финишной

обработки изделий малого сечения и изделий, конструкция которых обладает

малой жёсткостью. Обработка при низких значениях плотности тока позволяет

выполнять качественное полирование и очистку поверхности с сохранением

исходной структуры и характеристик материала, без деформации изделий при

их монтаже на оснастке, без подгорания и плавления контактной поверхности.

УДК 621.9.015

ШЕРОХОВАТОСТЬ ПОВЕРХНОСТИ СЛОЖНОПРОФИЛЬНЫХ

ДЕТАЛЕЙ, ОБРАБОТАННЫХ РЕЗЦАМИ С КРУГЛЫМИ РЕЖУЩИМИ

ПЛАСТИНАМИ

Новиков Н.В., Мановицкий А.С., Бурыки В.В., Мельнийчук Ю.А., Манохин А.С.

Институт сверхтвердых материалов им. В.Н. Бакуля НАН Украины,

г. Киев, Украина

На действительную высоту неровностей влияют все те факторы, которые

изменяют процесс пластического деформирования материала и условия трения на

контактных поверхностях инструмента. Глубина резания на высоту неровностей

значительного влияния не оказывает. Скорость резания влияет на высоту

неровностей через наростообразование и изменение степени деформации. По

данным многих исследователей оптимальной скоростью резания по

шероховатости обработанной поверхности является оптимальная же скорость

резания по стойкости резцов; скорость резания при больших ее значениях и

отсутствии нароста незначительно влияет на шероховатость обработанной поверх-

ности.

Глубина резания заметного влияния на шероховатость обработанной

поверхности также не оказывает, более того, отмечено, что уменьшение глубины

резания менее определенного критического значения приводит к ухудшению

качественных показателей оценки состояния поверхностного слоя обработанной

детали. Поэтому не следует применять слишком малую глубину резания при

чистовой и тонкой обработке, если нет необходимости повышать точность

обработки.

Из геометрических параметров резца наибольшее влияние на шероховатость

поверхности оказывает радиус r при вершине резца. Из формул для расчета

высоты микронеровностей следует, что с увеличением r шероховатость снижается.

127

В действительности же высота микронеровностей больше расчетной из-за

значительных деформаций поверхностного слоя обработанной поверхности и

вследствие воздействия на нее колебаний узлов станка и вибраций

инструмента. Если жесткость этой системы недостаточна, то с увеличением r

вследствие повышения радиальной силы, вызывающей вибрации системы, высота

неровностей возрастает. С уменьшением жесткости резца высота неровностей

также увеличивается, поскольку увеличивается высокочастотная составляющая

вибраций резца. Увеличение радиуса r при вершине резца приводит не только к

снижению шероховатости, но и к уменьшению темпа ее роста в процессе износа

инструмента.

С возрастанием переднего угла γ резца высота неровностей снижается, так

как уменьшается пластическая деформация срезаемого слоя. Увеличение

заднего угла уменьшает площадь контакта задней поверхности инструмента с

обрабатываемой поверхностью, а это приводит к снижению силы трения и

уменьшению шероховатости.

Из параметров режимов резания на шероховатость обработанной

поверхности наибольшее влияние оказывает подача. Так, при точении стали 45

резцом с r = 1 мм при увеличении скорости резания от 0,7 м/с до 1,4 м/с высота

неровностей снизилась в 1,5 раза, а при уменьшении подачи с 0,3 мм/об до 0,15

мм/об высота неровностей уменьшилась в шесть раз. То же самое наблюдается

и при срезании тонких стружек. Например, при точении стали 38ХМЮА с

повышением скорости резания от 2 м/с до 4 м/с высота неровностей снизилась

на 3%, а при уменьшении подачи с 0,116 мм/об до 0,062 мм/об высота

неровностей снизилась в два раза.

Уменьшение подачи при обработке конструкционной углеродистой стали с

подачами меньше 0,06 мм/об не вызывает снижения высоты неровностей. Это

объясняется наличием упругих и пластических деформаций упруго

восстановленного слоя в результате контактного взаимодействия с округленной

режущей кромкой инструмента.

С учетом радиуса кривизны тороидальной выпуклой поверхности и

радиуса круглой режущей пластины значение действительной подачи на

выступающем тороидальном профиле радиусом детали Rd в зависимости от

осевой подачи центра режущей пластины радиусом r:

d

d

xxвс

R

rrR

SarctgSS

1

1cos (1)

Поскольку знаменатели сомножителей в уравнении (1) всегда будут

больше единицы, то фактическая подача по выпуклому тороидальному контуру

детали всегда будет меньше заданной по центру режущей пластины.

128

С учетом радиуса круглой режущей пластины и радиуса кривизны

тороидальной вогнутой поверхности выражение для определения значения

действительной подачи на вогнутом тороидальном участке радиусом Rd будет

иметь следующий вид:

dd

x

xвп

R

r

rR

Sarctg

SS

1cos

1

(2)

Поскольку из условий назначения радиуса режущей пластины

rRd является необходимым условием, то исходя их уравнения (2) очевидно,

что знаменатель всегда будет меньше единицы, а действительная подача по

образующей линии сложного профиля на вогнутом тороидальном участке

радиусом Rd всегда будет больше номинальной, задаваемой по линии

перемещения центра окружности режущей пластины.

Качество заточки и доводки режущего инструмента также весьма

существенно влияет на шероховатость обработанной поверхности детали.

Например, при доводке резцов алмазным кругом зернистостью 80/63 высота

неровностей обработанной поверхности при тонком точении на 40–50 % выше,

чем при доводке кругом зернистостью 14/10.

УДК 62-519

УПРАВЛЕНИЕ ПРОИЗВОДСТВОМ СИЛИКАТНОГО КИРПИЧА

Опарина И.Б.1, Колмаков А.Г.


2


Москва, Российская Федерация

2) НИЛ «НПО Центр», Минск, Республика Беларусь

На многих предприятиях по производству силикатного кирпича

используются автоклавы. Автоклав представляет собой цилиндр, внутри

которого расположен рельсовый путь, по которому перемещаются вагонетки с

полуфабрикатом – сырцом. Система трубопроводов обвязки автоклава

обеспечивает поступление и выпуск пара, а также конденсата из автоклава по

окончании цикла обработки.

Качество силикатного кирпича зависит от точности соблюдения

технологии обработки сырца, которая контролируется системой управления.

Современные системы автоматики, взамен устаревшим релейным,

укомплектовываются программируемыми контроллерами, которые

обеспечивают точность регулирования температуры, давления, а также

безопасность работы оборудования.

129

Рисунок 1 - Схема управления автоклавом

Современные комплексы АСУ автоклавом состоят из нескольких щитов

автоматики (рисунок 1). Основу главного щита образует программируемый

контроллер ПЛК110. Система обеспечивает следующие функции:

индикацию текущего состояния автоклава (режим работы, положение

крышек, величину давления);

управление крышками автоклава;

управление запорным клапаном на линии подачи пара (автоматическая

блокировка подачи пара при разгерметизации), регулировка давления пара;

звуковую сигнализацию при аварийных режимах работы и открывании

крышек;

управление маслостанцией системы гидропривода;

передачу информации о режимах работы в систему контроля и

регистрации параметров автоклавной обработки по интерфейсу RS-485;

управление работой дополнительных щитов автоматики и контроль

исправности линий связи RS-485.

Основу дополнительных щитов составляют программируемые реле ПР110

с интерфейсными модулями для связи с основным щитом управления. К

дискретным входам реле подключаются бесконтактные индуктивные датчики

для фиксации крайних положений всех механизмов крышки автоклава. Выходы

реле соединены с катушками гидрораспределителей, управляющих

гидроцилиндрами. По команде, поступающей от главного щита по RS-485, реле

производит включение гидрораспределителей в определенной

последовательности в соответствии с сигналами от индуктивных датчиков и

уставками таймеров и счетчиков. Включение каждого гидроцилиндра точно

нормируется по времени: если в установленное время механизм не был

130

приведен в определенное состояние, считается что он неисправен, программа

управления крышкой прерывается и аварийный сигнал по сети RS-485

передается на главный щит управления.

Предусмотрен и ручной режим управления каждым гидрораспределителем

в отдельности. Кнопки ручного управления в целях безопасности находятся

внутри щита и доступны только обслуживающему персоналу, выполняющему

наладочные и ремонтные работы.

В шкафах автоматики установлены промежуточные реле для включения

гидрораспределителей, маслостанции, звуковой сигнализации, а также

твердотельные реле - для управления запорно-регулирующим клапаном на

линии подачи пара в автоклав.

Давление в автоклаве определяется по трем независимым каналам:

датчиком давления ПД100 и двумя электромеханическими сигнально-

блокировочными устройствами, срабатывающими при превышении давления.

Если хотя бы одно из этих устройств сигнализирует о нарушении

установленного режима, автоматика останавливает все операции. При

повышении давления в автоклаве выше допустимого уровня срабатывает

звуковая сигнализация.

Автоматика контролирует давление в гидросистеме и при его снижении

ниже допустимой величины, работа гидрораспределителей останавливается. В

случае повреждения линий связи RS-485 система переводит оборудование в

состояние, при котором маслостанция отключена, запорно-регулирующий

клапан на линии подачи пара полностью закрыт.

УДК 621.787: 621.91

НАЛАДКА ДВУХСУППОРТНОГО СТАНКА С ЧПУ ПРИ

СОВМЕЩЕННОЙ РАБОТЕ СУППОРТОВ

Орукари Бокумо


Минск, Беларусь

Один из важнейщих этапов при проектировании технологических

процессов обработки деталей является наладка станка [1], под которой

понимается подготовка технологического оборудования и технологической

оснастки к выполнению технологической операции.

Совокупность действий и перечень работ, выполняемых при наладке и

подналадке на станках с ЧПУ включает подготовку режущего инструмента и

технологической оснастки, размещение рабочих органов станка в исходном

положении для работы, пробную обработку первой детали, внесение

корректировок в положение инструмента и режимы обработки, исправление

погрешностей в управляющей программе.

131

При проектировании технологической операции токарной обработки как

и при всех видах технологической обработке, базирование и закрепление

заготовки влияет на качество обрабатываемой детали и точность обработки.

Неправильное базирование и закрепление заготовки при обработке приведет к

увеличению величины погрешностей, снижению точности обработки и

соответственно качества выпускаемой продукции, увеличению износа

инструмента и нарушению жесткости системы.

На токарных станках с ЧПУ наиболее распространены две схемы

базирования.

заготовки типа валов закрепляются в центрах;

заготовки типа фланцев, дисков, втулок закрепляются в патроне.

Конструктивная схема приспособления и структура деталей, подлежащей

обработке, определяется схемой базирования.

При совмещении обработки деталей на двухсуппортном токарном станке

возникает задача оптимизации схемы базирования заготовки, позволяющая

осуществлять совместную работу обоих суппортов с независимым

управлением.

При определении схемы базирования необходимо учитывать следующие

параметры:

конструктивные особенности налаживаемого оборудования, в

частности, элементов, обеспечивающих базирование приспособления или

заготовки;

конфигурацию детали и её геометрические характеристики по

которым определяются технологические переходы;

виды обрабатываемых поверхностей за одну установку заготовки в

приспособлении;

перечень рабочих ходов, необходимых для преобразования данной

заготовки в деталь;

размер партии деталей.

Исходя из выбора схемы базирования деталей на двухсуппортном

токарном станке с ЧПУ выбирается приспособление для закрепления заготовок.

Выбор режимов резания заключается в оптимальном сочетании скорости

и подачи резания при одинаковой частоте вращения обоих суппортов, а также

глубины резания и эксплуатационных способностей режущего инструмента и

станка.

Режимы резания обычно выбираются в следующем порядке:

максимально допустимое значение глубины резания выбирается в

зависимости от величины припуска в каждом проходе;

устанавливают наибольшую допустимую подачу инструмента для

черновой и чистовой обработки допустимую скорость резания, при

совмещении работы обоих суппортов;

При назначении режимов резания учитывают:

132

возможность совмещения рабочих ходов поперечного суппорта с рабочим

ходом продольного суппорта;

возможность выполнения совмещенной работы с одинаковыми режимами

(частота вращения шпинделя и подача) переходов, которые не сильно

отличаются друг от друга;

продолжительность обработки инструментами в каждом переходе

совмещения продольной и поперечной подач суппортов.

Определение схемы базирования, закрепления заготовки и режимов

резания являются параметрами структурной оптимизации технологического

потенциала двухсуппортного токарного станка с ЧПУ с независимым

управлением.

1. Гжиров, Р.И. Программирование обработки на станках с ЧПУ: справ. / Р.И.

Гжиров, П.П. Серебреницкий. – Л.: Машиностроение, 1990. – 494 с.

УДК 621.787: 621.91

ФОРМИРОВАНИЕ ШЕРОХОВАТОСТИ ПОВЕРХНОСТИ ПОД

ДЕЙСТВИЕМ ПРОГРАММ НАГРУЖЕНИЯ В ПРОЦЕССАХ ППД

Петренко К.П.

Кузбасский государственный технический университет имени Т.Ф. Горбачева

Кемерово, Российская Федерация

Поверхностное пластическое деформирование (ППД) является одним из

наиболее эффективных методов поверхностного упрочнения деталей машин.

Оно позволяет создавать деформационное упрочнение металла, сжимающие

остаточные напряжения и благоприятный профиль шероховатости

поверхностного слоя.

Проектирование технологических процессов упрочняющей механической

обработки необходимо проводить с позиций технологического наследования

(ТН). Эффективная оценка и прогнозирование свойств поверхностного слоя

возможны на основе разработанной проф. В. Ю. Блюменштейном механики

технологического наследования [1].

В качестве основных параметров механического состояния используются

накопленная степень деформации сдвига , показатель напряженного

состояния П , степень исчерпания запаса пластичности .

Внедрение и перемещение деформирующего инструмента (шарика,

ролика) приводит к возникновению очага деформации (ОД) – локальной

области пластического течения в поверхностном слое. В ОД вдоль линий тока

происходит накопление деформации, исчерпание запаса пластичности и

формирование свойств поверхностного слоя.

Главным элементом механики ТН является программа нагружения (ПН),

которая представляет собой зависимость накопленной степени деформации

133

сдвига от показателя напряженного состояния П . ПН полностью описывает

напряженно-деформированное состояние металла, определяется режимами

обработки и формирует параметры качества поверхностного слоя.

С целью оценки влияния программ нагружения на шероховатость

поверхности были проведены экспериментальные исследования по

многоходовому обкатыванию роликами из стали ШХ 15 гладких цилиндрических

образцов из стали 45 до появления следов разрушения (таблица 1).

Таблица 1 - Условия проведения экспериментальных исследований

№

образца

Количество

рабочих

ходов до

разрушения

Режимы обкатывания

Диаметр

ролика

рD , мм

Подача

S ,

мм/об

Частота

вращения

шпинделя

n ,

об/мин

Профильный

радиус ролика

прR , мм

Усилие

обкатывани

я P , Н

51 3 95

0,07 630

2,5 2500

52 3 5

54 2 64

8,5 2000

56 3 5 1500

После обкатывания производилось профилографирование полученных ОД

и обработанной поверхности. Геометрические параметры очагов наряду со

свойствами материала использовались в качестве граничных условий для

расчета параметров НДС и накопленной степени деформации сдвига

методом конечных элементов [2].

Анализ показал, что зависимость среднего арифметического отклонения

профиля от накопленной деформации носит экстремальный характер и может

быть описана многочленом третьей степени. Для очагов № 54 и № 56:

6060604340174464 23 ,,,,Ra (1)

Для очагов № 51 и №52:

599033304428841 23 ,,,,Ra (2)

В очагах с малым пластическим течением (№ 54 и № 56) минимальное

значение шероховатости достигается при 350, , в очагах с интенсивным

пластическим течением (№ 51 и № 52) минимум приходится на 810, .

Указанные особенности объясняются сложным характером формирования

микрогеометрии поверхности при ППД. Шероховатость поверхности

определяется не только накопленной деформации, но и кинетикой

деформирования.

1. Блюменштейн В. Ю. Механика технологического наследования на стадиях

обработки и эксплуатации деталей машин [Текст] / В. Ю. Блюменштейн, В.

М. Смелянский. – М. : Машиностроение-1, 2007. – 400 с.

134

2. Блюменштейн В. Ю. Расчет параметров напряженно-деформированного

состояния (RNDS_MDS): Свидетельство об официальной регистрации

программы для ЭВМ № 2002611073 / В. Ю. Блюменштейн, А. А. Кречетов. –

Заявка № 2002610824, дата поступления 13 мая 2002 г. Зарегистрировано в

Реестре программ для ЭВМ 27 июня 2002 г.

УДК 62-188.42

ТЕХНОЛОГИЧЕСКОЕ ОБЕСПЕЧЕНИЕ УСТАНОВЛЕННОЙ

ТОЧНОСТИ ПРИ МЕХАНИЧЕСКОЙ ОБРАБОТКЕ СВАРНЫХ

КОНСТРУКЦИЙ НА ОСНОВЕ АНАЛИЗА РАЗМЕРНЫХ СВЯЗЕЙ

Польский Е.А.1, Пилипчук Г.П.

2

1) ФГБОУ ВПО «Брянский государственный технический университет»

Брянск, Российская Федерация;

2) ОАО «Новозыбковский машиностроительный завод»

Новозыбков, Брянская обл., Российская Федерация

Каждый составляющий конструкторский размер формируется в процессе

изготовления деталей либо непосредственно при получении заготовки, либо

при последующей обработке (чаще всего механической со снятием припусков).

Для этого детали определенным образом ориентируются относительно

инструментов или неподвижных частей станков. При этом точность

конструкторских размеров достигается различными технологическими

методами: совмещением, постоянством или последовательной сменой баз [1, 2].

При обработке хребтовой рамы железнодорожного вагона основной

особенностью является включение в анализ размерных связей компенсации

теплового деформирования исходного полуфабриката в результате выполнения

сварочных операций.

В результате объединения размерных цепей с учетом формирования

каждого типа размеров могут быть назначены предельные отклонения

исходных размеров [3, 4].

j j j k k k k

n m l

i Si j внут внеш Tэк k внут внеш д Tэк

i j k

T cT c k k k c k k k k

где с – коэффициенты передаточных отношений; TS, – допуски

технологических размеров; kвнут, kвнеш, kд, kTэк – коэффициенты, формирующие

допуски эксплуатационных размеров, соответственно для внутренних и

внешних факторов, долговечности, точности расчетной схемы, используемой

для определения параметров эксплуатационных свойств.

Значения дополнительных эксплуатационных звеньев являются

функциями, которые определяются внешними и внутренними факторами. К

внешним факторам можно отнести условия эксплуатации: величину и характер

нагрузки, скоростные режимы, планируемые долговечность и др. К внутренним

факторам – параметры, которые определяют эксплуатационные свойства

135

сопряженных поверхностей: материал деталей, смазочные материалы,

параметры качества поверхностного слоя и др.

Из полученных выражений легко выделяются параметры

характеризующие внешние факторы эксплуатационных размеров kвнеш.

Аналогичным образом выделяется параметры определяющие внутренние

факторы kвнут j и далее относительного определенного единичного или

комплексного параметра качества поверхностного слоя выполняется решение

задачи.

Выделение из эксплуатационного допуска kвнеш j и kвнут j удобно при

выполнении прямой задачи размерного анализа. Вместе с коэффициентами

передаточных отношений, эти новые коэффициенты позволяют сравнивать

относительную значимость воздействия различных эксплуатационных звеньев

на точность замыкающего звена. Другими словами, можно видеть, к каким

поверхностям предъявляются более высокие требования (по точности для

обычных технологических звеньев и по параметрам качества поверхностного

слоя для эксплуатационных звеньев).

Также следует обратить внимание на вид эксплуатационных звеньев. Их

можно разделить на звенья, имеющие условно постоянный размер, и звенья,

имеющие условно переменный размер во времени. К первым относятся

эксплуатационные размеры, связанные с деформациями контактирующих

поверхностей (в том числе тепловых), а ко вторым – с изнашиванием

поверхностей. При этом переменный во времени размер является некоторой

постоянной величиной для всего периода эксплуатации узла или машины.

В результате для обеспечения эксплуатационных параметров сборки мы

приходим к системе уравнений. 1 1 1

1

2 2 2

2

3 3 3

3

;

;

;

i j j j k k k k

i j j j k k k k

i j j j k k k k

n m l

i S j внут внеш Тэк k внут внеш д Тэк

i j k

n m l


i j k

n m l


i j k

cT c k k k c k k k k Т



Кроме задачи определения допусков составляющих звеньев, т.е. допусков

размеров и параметров качества поверхностного слоя, предложенный

комплексный подход к анализу размерных связей можно использовать при

разработке оптимизированных технологий изготовления деталей машин с

учетом промежуточных сборочных операций (сварка, клепка и др.).

1. Шамин В.Ю. Теория и практика решения конструкторских и

технологических размерных цепей: учеб. пособие. Челябинск: Изд-во

ЮУгГУ, 1999. 429 с.

2. Качество машин: справочник: в 2 т./ А.Г. Суслов, Э.Д. Браун, Н.А. Виткевич

и др. М.: Машиностроение, 1995. Т. 1. 256 с.

136

3. Ильицкий В.Б. Модель обеспечения качества сборочных единиц на основе

анализа размерных связей / В.Б. Ильицкий, Е.А. Польский, Д.М Филькин //

СПРАВОЧНИК. Инженерный журнал. М.: Машиностроение, 2010. №4

(157). С. 51-56.

4. Польский Е.А. Модель комплексного анализа размерных связей для

обеспечения точности сборочных соединений / Е.А. Польский, Д.М

Филькин // Известия ОрелГТУ. Серия «Фундаментальные и прикладные

проблемы техники и технологии». ОрелГТУ, Орел. 2009. №5/277 (576). С.

59-66.

УДК 621.75

МОДЕЛЬ ТЕХНОЛОГИЧЕСКОГО ОБЕСПЕЧЕНИЯ ТРЕБУЕМОЙ

ТОЧНОСТИ ПРИ МЕХАНИЧЕСКОЙ ОБРАБОТКЕ НА ОСНОВЕ

АНАЛИЗА РАЗМЕРНЫХ СВЯЗЕЙ

Польский Е.А., Прыткова Е.С. ФГБОУ ВПО «Брянский государственный технический университет»


Если требования производства в процессе проектирования и простановки

размеров детали учитываются в недостаточной мере, то при изготовлении и

восстановлении деталей возникают затруднения, которые удлиняют сроки

подготовки производства и могут вызвать дополнительную потребность в

технологической оснастке и привести к увеличению трудоемкости, что в

конечном итоге приведет к увеличению себестоимости продукции [1].

В формализованном виде процесс обеспечения технологичности изделия

можно представить как воздействие на множество параметров точности

размеров изделия X={x1,...,xn}, которое приводит к достижению экстремальной

цели при соблюдении сформулированных ограничений вида 0)( Xgi и

0)( Xhj [2].

,,1 ,0)(

;,1 ,0)(:

)(

JjXh

IiXgS

extrXQ

j

i

SX

где Q, g, h - функции, которые определяются исходя из требований точности

размеров изделия и разнообразных производственных, эксплуатационных и

ремонтных факторов, влияющих на технологичность изделий.

В рассмотренной методике размерного анализа и расчёта размерных цепей

размерная структура техпроцесса представляется в двух основных видах: в виде

размерной схемы и в виде размерного графа, объединяющего размеры детали,

заготовки и техпроцесса

техзагдет GGGG ,, ,

137

где Gдет - граф конструкторских размеров детали, Gзаг - граф конструкторских

размеров исходной заготовки, Gтех - граф технологических размеров и

припусков ТП механической обработки.

Часть ограничений учитывается при построении матрицы типовой

размерной структуры ТП, для учета остальных на основе МСЭД создаем матрицу

точности и свойств поверхностей (ТСП), записывая в матрице экономических

допусков нули вместо допуска для тех случаев, когда простановка размера

между поверхностями не возможна

В формализованном виде зависимость определения оптимального

соотношения размеров примет вид:

kk

ji

k

u

uijijijij btecQ,

1,1

1

1

)(21 ,

где 1/2 - коэффициент, учитывающий дублирование размерных связей в матрице

ТРС; k - количество узлов графа размерной структуры (равно размерности

матрицы ТРС); cij=2K-y

- коэффициент увеличения трудоемкости при ужесточении

средне-экономического допуска (по существующим нормативам при увеличении

точности на квалитет (К-Ку), увеличивается в 2 раза); eij=1000/lij - коэффициент

приведения точности (равен обратной величине единицы допуска, приведенной к

мм), 1/мм; tij - коэффициент из матрицы ТСП, мм; b(ij)u - коэффициент матрицы

размерных цепей, соответствующий aij из матрицы РС.

Критерий Q учитывает комплекс конструкторско-технологических и

структурных ограничений матрицы точности и свойств поверхностей,

экономических факторов целевой функции, при этом является безразмерной

величиной, не изменяющей физического смысла.

Размерно-точностной анализ технологического процесса оптимизируется

по критериям минимизации припуска и (или) миниммуму рабочих ходов при

различных схемах простановки операционных размеров.

Суммарная погрешность обработки, обусловленная режимом резания и

другими технологическими параметрами, запишется следующим образом:

2

2

32 4

1

1 sin

2

11 1 sin

21

1

0,25 1,275 0,

2 1,25

20 1 1sin

arccos 10,51

1 cos

sin cos sin

0,3sin 0,4650,5

x

x

р x

j g пр

b

b

A

LSt

c E d c D j

a Bb

tg arctgBa BB St

B

B БA

B БЕ

1

1 1

625 0,55

0,25 0,075 0,275

0,5

03

1

cos

sin4

10 ;0,5 1

Hn xRmyg m p zB

H B

H m H и

Е

БВГ Д erf

C F Rl dlR R c БВ E

R S R S

138

По приведенной формуле [3] может быть определена суммарная

погрешность обработки, обусловленная факторами, непосредственно

связанными с процессом резания, а также решена обратная задача, т.е. по

заданному значению суммарной погрешности может быть определено

требуемое сочетание режима резания.

1. Инженерия поверхности деталей / Колл. авт.; под ред. А.Г. Суслова. М.:

Машиностроение. 2008. – 320 с.: ил.

2. Суслов А.Г. Качество поверхностного слоя деталей машин. М.:

Машиностроение, 2000 г., 318 с.

3. Безъязычный В.Ф.. Метод подобия в технологии машиностроения. – М.:

Машиностроение, 2012. – 320 с.: ил.

УДК 621.91.01

ПРОЕКТИРОВАНИЕ ОПЕРАЦИЙ МЕХАНИЧЕСКОЙ ОБРАБОТКИ С

ПРИМЕНЕНИЕМ МЕТОДА ГЕНЕРАЦИИ ФИНИШНЫХ ПЕРЕХОДОВ

ПО КРИТЕРИЮ ОПТИМИЗАЦИИ

Польский Е.А.1, Симкин А.З.

1, Никонов О.А.

2

1) ФГБОУ ВПО «Брянский государственный технический университет»

Брянск, Российская Федерация;

2) ЗАО «УК «Брянский машиностроительный завод»


Технологическая подготовка в современных условиях, не может осуществляется без использования средств автоматизации и систем автоматизированного производства (CAD/CAM/CAE-систем). Однако отдельное использование этих средств не дает желаемого результата, а иногда создает еще и дополнительные препятствия. В настоящее время вопросы технологической подготовки могут быть решены на качественно новом уровне с использованием интегрированных САПР. Применение этих систем должно быть неразрывно связано с CALS-технологиями – современными технологиями информационной интеграции процессов, выполняющихся в ходе всего жизненного цикла продукции и ее компонентов.

Генеративный подход к разработке технологии подразумевает автоматический синтез стратегии обработки на основании геометрической конфигурации и технических требований, предъявляемых к детали, с указанием сведений о материале, особенностях обработки и предлагаемых методиках контроля изделия.

Структура конструкторско-технологической модели формообразования

детали QКТ можно представить следующим образом: SMZQ КТКТ ,С,, КТ

;

где nZZZ ...1 - данные для идентификации детали и общие сведения о ней;

КТКТКТ ОЭM , – структурный состав детали; ЭКТ - множество конструкторско-

технологических элементов (КТЭ); ОКТ - множество отношений над ними;

139

ИЭС КТКТ , - множество схем обработки конструкторско-технологического

элемента; n1...ИИИ - данные о инструменте, реализующем i-ю схему

обработки; СС ДБS , - структурный состав станка; БС - множество блоков

станка; ДС - множество движений блоков станка. В отличие от обобщенной КТМ, в данном определении отсутствуют

основные технологические базы, предполагается, что их определение является одной из функций САПР ТП. Кроме того, используется единственный уровень расчленения детали.

Для эффективной обработки геометрическая модель должна включать в себя как плоский чертеж, выполненный в соответствии со стандартами, так и трёхмерную модель (современные CAD системы тяжелого и среднего уровня обеспечивают такую возможность).

Таким образом, общую блок схему технологической подготовки производства на основе метода генерации технологических процессов, можно представить (рисунок 1).

Из представленной схемы видно, что блок (блоки 7, 8, 9) представления детали как совокупность КТЭ нельзя отнести ни к конструкторской, ни к технологической подготовке производства. Этот блок, является связующим, и его наличие отражает тесноту и единство конструкторской и технологической подготовки производства. В блоке 7, 8 описывается структура КТЭ и их параметров. Блок 9, который, является наиболее сложным, и его проработка во многом определяет правильность работы и результатов выхода других блоков.

Рисунок 1 - Общая блок-схема автоматизации технологической подготовки

производства

140

В блоках 10 – 17 описываются основные этапы технологической

подготовки производства при автоматизированном проектировании

технологических процессов на основе метода генерации.

Предложена концепция автоматизированной подсистемы технологической

подготовки производства. На основе предложенной концепции разработана

программа реализации размерно-точностного анализа с модулем оптимизации

структуры размерных связей для повышения технологичности конструкции

детали.

УДК 621.91.01.

ОСОБЕННОСТИ МЕХАНИЧЕСКОЙ ОБРАБОТКИ

МЕТАЛЛОСТЕКЛОПЛАСТИКОВЫХ МАТЕРИАЛОВ

Попок Н.Н., Кузьмич Е.В., Соловьев А.И. Андрукович А.П.



В настоящее время все более широкое применение находят изделия из

композиционных стеклопластиковых материалов. При изготовлении данных

изделий используются различные методы обработки – от лазерной и

гидроабразивной до механической обработки давлением и резанием. Выбор

метода обработки определяется требованиями по производительности и

качеству, а также стоимостью реализуемого метода. Как правило,

дорогостоящие методы, такие как лазерные и гидрообразивные целесообразно

использовать в условиях массового производства изделий и повышенных

требованиях к качеству обработки. Обработка давлением, например штамповка,

также требует применения дорогостоящих оборудования и оснастки. Наиболее

целесообразным, с точки зрения оптимального сочетания цены и качества, и

широко используемым методом является механическая обработка изделий

резанием. В этом случае также используется широкая гамма инструментов - от

лезвийных до алмазных, выбор которых определяется структурой и свойствами

обрабатываемых стеклопластиковых материалов. Требуется учитывать

армирование волокон, состав материала и его физические свойства. В каждом

конкретном случае не приводится однозначных рекомендации по выбору того

или иного инструмента. Отсутствуют также данные по обработке изделий,

сочетающих композиционный стеклопластиковый материал и закаленную

сталь. Поэтому актуальным является исследование механической обработки

комбинированных материалов, включающих закаленную сталь и

композиционный стеклопластиковый материал.

С целью всестороннего изучения процесса обработки комбинированных

металлостеклопластиковых материалов и сопоставления результатов

экспериментов предложена методика одновременного исследования формы и

усадки стружки, температуры резания, изнашивания инструмента и качества

141

обработанной поверхности. При этом использовались: каркасы из

комбинированного и полимерного материалов; сверлильный станок модели 2Н

135; специальная технологическая оснастка; режущий инструмент ;

пирометр“OPTRIS LS”; измерительный комплекс «Абрис»; инструментальный

микроскоп мод. БМИ-1Ц; аналитические весы мод. ВЛА-200г-Ц;

штангенциркуль DIGITAL CALIPER 0-150 mm 0,01.

Проведенный спектральный анализ (фотоэлектрический метод)

металлического материала каркаса на портативном оптико-эмиссионном

анализаторе PMI MASTER UVR показал, что химический состав материала

близок к марке стали 35ХГСА твердостью 55HRC.

Толщина металлического материала – 1,4 мм, толщина материала на

стеклопластиковой основе – 4,6мм. Материал на стеклопластиковой основе

имеет плотность 110 ±5 на 10см с механическими характеристиками -

разрывная нагрузка не менее 3800Н,разрывное удлинение – 4%.

На рисунке 1 представлены схемы механической обработки

металлостеклопластикового материала специальным сверлом (рисунок 1,а),

комбинированным сверлом (рисунок 1,б) и материала на стеклопластиковой

основе сверлом с подточкой (рисунок 1,в), трубчатым сверлом (рисунок 1,г),

сверлом-лопаткой (рисунок 1,д) и алмазным сверлом (рисунок 1,е).

а)

б)

в)

г)

д)

е)

Рисунок 1 - Схемы механической обработки металлостеклопластикового

материала

В результате исследований установлена зависимость производительности

обработки от частоты вращения и минутной подачи сверла. Определены

оптимальные значения скорости резания, при которых обеспечивается разогрев

142

и прожигание металлического материала с высокой производительностью.

Выбранные оптимальные значения скорости резания и подачи сверла

подтверждены установленными зависимостями деформации, сил и

температуры резания от режимов обработки и геометрии инструмента.

В результате эксперимента определены оптимальные конструктивные

параметры инструмента, при которых обеспечивается высокое качество

получаемых отверстий. Разработана специальная технологическая оснастка для

механической обработки каркасов из металлостеклопластиковых материалов.

УДК 621.91.01

АНАЛИЗ ГЕОМЕТРИИ И КИНЕМАТИКИ ПРОЦЕССА ОБРАБОТКИ

РЕЖУЩИМ ИНСТРУМЕНТОМ СФЕРИЧЕСКОЙ ПОВЕРХНОСТИ

ДЕТАЛИ

Попок Н.Н., Кунцевич И.П., Хмельницкий Р.С.

Полоцкий государственный университет,


В настоящее время широкое применение находят детали со сферическими

поверхностями, например, в шаровых опорах автомобилей, шаровых кранах

запорной арматуры, подпятниках погружных насосов, рукоятках

переключения, декоративных изделиях и т.п.

В зависимости от номенклатуры и количества, требованиям к точности

этих деталей используются различные методы обработки сферических

поверхностей: давлением – холодная высадка из трубной заготовки; поперечно-

клиновая прокатка, штамповка с последующей сваркой; литьем, механической

обработкой.

Применяемые способы механической обработки сферических

поверхностей также различны: фасонное точение, резание по копиру, обработка

на станках с ЧПУ, внутреннее и охватывающее фрезерование и т.п.

Одним из перспективных способов механической обработки является

фрезерование внутренней или наружной сферической поверхности

специальным инструментом на высокой скорости резания, обеспечивающим

качество и точность сопоставимую со шлифованием и исключающие

недостатки последнего, связанные, например, с шаржированием обработанной

поверхности зернами абразива, прижогами и т.д. (рисунок 1).

В связи с применением высоких скоростей резания требуется более

детальный анализ параметров охватывающего и внутреннего фрезерования, как

в статике так и в динамике, так как эти параметры оказывают существенное

влияние на производительность, точность и качество обработки.

143

1 – режущий инструмент, 2 – обрабатываемая заготовка, ДГ – главное движение, Дs –

движение подачи, Dсф – диаметр обрабатываемой сферической поверхности, Н – высота

неполной сферической поверхности, D – диаметр настройки фрезы, β – угол установки оси

вращения обрабатываемой заготовки.

Рисунок 1 – Схема охватывающего фрезерования сферической поверхности

детали

1. Угол наклона оси заготовки :

arccosñô

H

D

. (1)

2. Подача инструмента So с закругленной вершиной лезвия:

2 2

2

1 1 64

2o

r aS

a

, (2)

где 4

2

ñô

ñô

r Da

D Rz

r – радиус вершины инструмента,

Rz – шероховатость поверхности.

3. Частота вращения заготовки:

1 02

ñô

n Sn

D . (3)

4. Скорость движения инструмента 1V :

144

1 1 ñôV n D H . (4)

5. Скорость движения заготовки 2V :

2 1 1sin(2 2( 2 ) )oV n S n t , (5)

Полученные зависимости скоростей вращения инструмента и заготовки от

параметров фрезерования позволяют произвести точные расчеты их величин и

обеспечить требуемую производительность, точность и качество обработки

сферических поверхностей деталей.

УДК 621.91.04

ТЕОРЕТИЧЕСКАЯ И ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНАЯ ОЦЕНКИ

ЖЁСТКОСТИ БЛОЧНО-МОДУЛЬНЫХ ТОРЦОВЫХ ФРЕЗ

Попок Н.Н., Максимчук А.С., Гвоздь Г.И., Портянко С.А.



Надежность сборных режущих инструментов в большой степени определя-

ется жёсткостью закрепления режущих пластин и узлов в корпусе. Предложена

система закрепления режущих пластин в блочно-модульном режущем

инструменте и система закрепления блока резцового в модуле корпусном.

Произведён расчёт сил зажима пластины режущей и блока резцового в

модуле корпусном.

Сопоставляя полученные данные по действующим на пластину режущую

тангенциальной, радиальной и осевой составляющих силы резания с

рассчитанным значением силы зажима режущей пластины, можно сделать

вывод, что использующаяся в резцовом блоке конструкция механизма зажима

обеспечивает надёжное (с 10 - 20-кратным превышением силы зажима над

силой резания) закрепление режущей пластины.

При экспериментальной проверке полученных расчётных данных

фиксировались величины перемещений режущей пластины и прихвата в

различных точках при различных усилиях зажима. Полученные величины

перемещений пластины режущей незначительные и минимальны в радиальном

направлении. При нагрузке примерно в 2 Н.м перемещений не наблюдается, что

свидетельствует о выборке зазоров между пластиной, боковыми стенками паза

и винтом. Прихват имеет более значительные перемещения по сравниению с

пластиной режущей, что требует изменения его конструкции.

С учётом полученных значений перемещений и прикладываемых к винту

усилий были произведены расчёты жёсткости конструкции блока резцового

результаты которых представленны в виде графиков на рисунке 1.

145

1, 2 и 3 – режущей пластины соответственно в радиальном, тангенциальном и осевом

направлениях, 4 - прихвата Рисунок 1 - Зависимость жёсткости элементов конструкции блока резцового от

момента затяжки винта

Как видно из графиков, при определённом моменте затяжки винта (в пределах 1-2 Нм) максимальную жёсткость закрепления имеет пластина режущая, минимальную – прихват.

Как показывает расчёт сил зажима блока резцового в модуле корпусном, наилучшим зажимным механизмом является двуклиновой, который обеспечивает усилие зажима, равное 70 Н при значении момента затяжки винта, равном 10 Н

.м. При таком же значении момента затяжки винта клиновой

механизм обеспечивает усилие зажима, равное 35 Н, а прихватный – 32,8 Н. Расчёт необходимого усилия зажима клиновым механизмом резцового

блока исходя из усилия резания показывает, что клиновой механизм обеспечивает усилие зажима примерно в 1,5-2 раза превышающее усилие резания (при условии самоторможения клина).

Надёжность закрепления блока резцового в корпусном модуле экспериментально проверялась при его зажиме прихватным, одно- и двуклиновыми механизмами с приложением к блоку определённого момента, имитирующего момент силы резания. В эксперименте последовательно фиксировался момент затяжки и значение приложенного момента, при котором наблюдался проворот («страгивание») блока резцового. Результаты эксперимента представлены на рисунке 2.

Рисунок 2 - Зависисмость момента проворота блока резцового от момента

затяжки винта

146

Выводы:

1. Выбранные конструктивные параметры механизма зажима режущей

пластины обеспечивают надёжное её закрепление при 10 - 20-кратном

превышении силы зажима над силой резания;

2. Из рассмотренных механизмов зажима блока резцового наилучшим

является двуклиновой механизм, т.к. по сравнению с клиновым и прихватным

механизмами он обеспечивает в 2 – 3 раза больший момент затяжки.

3. Результаты расчёта и полученные экспериментальные данные моментов

проворота резцовых блоков показывают, что расхождения их значений

находятся в пределах 15 – 25 %, что подтверждает достоверность

предложенных методик исследований.

УДК 621

КАЧЕСТВО ОБРАБОТКИ ЗУБЧАТЫХ КОЛЕС

ШЛИФОВАЛЬНЫМ КРУГАМИ ИЗ КНБ

Рябченко С.В.

Институт сверхтвёрдых материалов им. В.Н. Бакуля НАН Украины,

г. Киев Украина

Шлифование высокоточных зубчатых производиться по методу обката на

зубошлифовальных станках фирмы "MAAG" и их аналогах станках модели

5851 2 тарельчатыми шлифовальными кругами.

Одним из путей повышения производительности и качества обработки

зубчатых колес является применение для зубошлифования кругов из

сверхтвердых материалов (СТМ). Сравнительные испытания показали

увеличение производительности обработки при шлифовании кругами из СТМ

в 1,5 раза по сравнению со шлифованием абразивными кругами, отсутствие

«прижогов» на поверхности зуба и возможность получения зубчатых колес 4–5

степени точности. Режущая способность кругов из СТМ на 25–30 % больше,

чем электрокорундовых кругов.

Целью наших исследований было изучение работоспособности тарельчатых

шлифовальных кругов из кубического нитрида бора (КНБ) и разработка на их

основе технологии финишного шлифования высокоточных зубчатых колес. Для

исследований на работоспособность тарельчатых кругов из КНБ при

зубошлифовании использовались зубчатые колеса из стали ХВГ (60 HRC):

модуля m = 6 мм, числом зубьев z = 21 зуб, шириной венца В = 20 мм.

Однако без исследования качества шлифования зубчатых колес из КНБ

наши исследования были бы неполными.

Под качеством изготовления зубчатых колес понимается обеспечение

требуемой их точности, шероховатости и физико-механического состояния

поверхностного слоя зубьев, а также высоких эксплуатационных показателей.

Результаты исследований шероховатости показали, что шероховатость

эвольвентной поверхности при шлифовании кругами из КНБ на органической

147

связке наибольшая и при черновых режимах обработки достигает Ra 1,50–1,70.

При финишном шлифовании кругами из КНБ на органической связке

шероховатость эвольвентной поверхности составляет значения Ra 1,00–1,10.

Такое значение шероховатости при шлифовании кругами из КНБ объясняется

присутствием агрегированных зерен кубического нитрида бора со

стеклопокрытием размером до 0,5–1,0 мм. Шлифование кругами из КНБ на

керамической связке снижает шероховатость эвольвентной поверхности

зубчатого колеса до 30% и достигает значений Ra 0,60–0,70 на финишных

режимах.

Аналогичное снижение шероховатости наблюдается при шлифовании

кругами из КНБ на металлической связке, которое составляет на финишных

режимах Ra 0,65–0,75. Имея одинаковую зернистость 125/100, шлифовальные

круги из КНБ на керамической связке обеспечивают меньшую шероховатость,

чем круги на металлической связке. Это объясняется большей твердостью

металлической связки, и в результате шероховатость шлифованной

эвольвентной поверхности зубчатого колеса несколько выше. Применение

кругов из КНБ той же зернистости на органической связки позволяет

значительно снизить шероховатость обработанной поверхности и получить

результат равный Ra 0,50–0,65.

Результаты исследований точности обработки зубчатых колес показали,

что шлифование кругами из КНБ позволяет обеспечить необходимую точность

эвольвенты (ff = 3 мкм), которая соответствует 3–4 степени.

Структура поверхностного слоя зубчатого колеса оценивалась

комплексной методикой, которая включала металлографические и

рентгеноструктурные исследования поверхностного слоя зубчатых колес,

оценку остаточных напряжений, химического состава поверхностного слоя и

испытание образцов зубчатых колес на износостойкость.

Установлено, что при финишном шлифовании (t = 0,01 мм) кругами из

КНБ с охлаждением формируется поверхностный слой зубьев с

микроструктурой, практически не отличающейся от структуры глубинных

слоев металла. Черновое шлифование зубчатых колес из закаленных сталей

кругами из КНБ глубиной резания более t = 0,05 мм нецелесообразно, ввиду

образования дефектного слоя (около 200 мкм) не удаляемого на последующих

финишных операциях обработки.

После шлифования в тонком поверхностном слое (1–5 мкм) зубчатых

колес возникают значительные напряжения сжатия. Установлено так же, что на

глубине 5–8 мкм сжимающие остаточные напряжения переходят в

растягивающие и на глубине 20 мкм они равны 100–400 МПа.

Глубина распространения растягивающих остаточных напряжений

составляет 70–100 мкм. В целом, при зубошлифовании кругами из кубического

нитрида бора растягивающие остаточные напряжения в 2 раза меньше, чем при

обработке кругами из электрокорунда.

148

Шлифование зубчатых колес из закаленных сталей инструментом из КНБ

способствует повышению их эксплуатационных свойств за счет образования на

поверхности химических соединений бора и азота.

Износостойкость образцов зубчатых колес после шлифования кругом из

КНБ с охлаждением до 10 % выше по сравнению с образцами шлифованными

кругом из КНБ без охлаждения.

Разработанная технология шлифования зубчатых колес из закаленных

сталей кругами из КНБ с охлаждением позволяет повысить

производительность обработки в 2 раза, обеспечить необходимое качество и

точность обработки зубчатых колес и рекомендовать эту технологию к

внедрению на предприятиях, которые производят зубчатые колеса высокой

точности.

УДК 62-91

ЭЛЕКТРОЛИТНО-ПЛАЗМЕННАЯ ОБРАБОТКА МЕТАЛЛОВ

Садовский Е.Н.

Белорусский университет информатики и радиоэлектроники


Одним из перспективных методов полировки, получившим уже довольно

широкое распространение в различных отраслях, является электролитно-

плазменный метод (ЭПМ) обработки поверхности металлических изделий в

водных растворах солей низкой концентрации (2–6%). Данная технология

удовлетворяет (соответствует) современным техническим, экономическим,

экологическим и социальным требованиям.

Целью данного доклада является исследование особенностей

электролитно-плазменной обработки металлов.

Задачи, поставленные перед докладчиком:

1) Изучение физических процессов, протекающих при использовании ЭПМ;

2) Определение сферы применения ЭПМ;

3) Нахождение преимуществ и недостатков ЭПМ.

Проведенные теоретические и экспериментальные исследования показали,

что существуют определенные диапазоны параметров (напряжения,

температуры электролита и скорости его движения), при которых возможен

процесс струйной электролитно-плазменной полировки металлов.

Установлено, что струя электролита существенно влияет на характер

явлений, возникающих в приэлектродной зоне, и заключает в себе возможности

разработки новых ресурсосберегающих технологий электрофизической и

электрохимической обработки поверхностей электропроводных изделий.

1.Гончар В.И., Товарков А.К. Образование паровой оболочки при прохождении

тока через электролит // Электронная обработка материалов. – 1991. – No 1. –

С. 49–52.

149

УДК 621.791.92

ИСПОЛЬЗОВАНИЕ ПОВЕРХНОСТНОЙ ВЫСОКОТЕМПЕРАТУРНОЙ

ТЕРМОМЕХАНИЧЕСКОЙ ОБРАБОТКИ ДЛЯ УПРОЧНЕНИЯ

МЕТАЛЛОПОКРЫТИЙ

Сакович А.А., Сакович Н.А.



Одним из перспективных способов повышения эксплуатационных

характеристик металлопокрытий является поверхностная высокотемпературная

термомеханическая обработка (ПВ ТМО), базирующаяся на создании в

металлопокрытиях оптимальных для эксплуатации структуры и свойств.

В металлопокрытиях посте ПВ ТМО повышаются характеристики

вязкости разрушения, сопротивление усталостному разрушению,

сопротивление контактному разрушению и износу, временное сопротивление и

предел текучести при статистических нагрузках [1,2].

Сущность ее заключается в пластическом деформировании поверхностных

слоев роликами при температуре аустенизации в процессе индукционного

нагрева и немедленной закалки. Особенностью способа ПВ ТМО является то,

что вследствие пластической деформации в тангенциальном направлении

повышаются свойства деталей и в поперечном направлении.

ПВ ТМО повышает износостойкость сталей и сплавов в условиях трения

со смазкой, в коррозионно-абразивной среде и др. износостойкость повышается

в результате изменения прочности, пластичности и возникновения остаточных

напряжений сжатия в поверхностных слоях.

В настоящей работе исследовали влияние ПВ ТМО на износостойкость

металлопокрытий.

Исследование влияния ПВ ТМО производилось на образцах из стали 40Х,

которые были предварительно наплавлены проволокой НП-65 под слоем

легированного флюса на стандартном оборудовании в промышленных

условиях. В результате наплавки были получены образцы диаметром 51 мм и

длиной 400 мм при следующем химическом составе: C-0,51%, Cr-2%, Mn-

0,91%, Si-0,46% и при толщине наплавленного слоя 2 мм. Для ПВ ТМО из этих

образцов вырезались диски (Ø51х20х15), которые устанавливались на оправку,

стягивались гайкой и шлифовались по наружному диаметру.

ПВ ТМО производилась по схеме: нагрев до температуры 1210…1230OK

при этой температуре в течение 6…8 с., поверхностная пластическая

деформация путем обкатки роликами и немедленная закалка с последующим

низкотемпературным отпуском. Для нагрева образцов использовалась

установка Л32-67. накатное приспособление настраивалось на определенное

усилие.

150

Исследования по определению интенсивности изнашивания

производилось по схеме «вкладыш-диск» на модернизированной машине

трения СМТ-1. Образцы-диски, упрочненные ПВ ТМО, шлифовались в размер

50±0,01 мм. Шероховатость рабочей поверхности составляла

Ra=0,16…0,32мкм. При установке диска на машине трения биение не

превышало 0,05мм. В качестве вкладыша использовался высокопрочный чугун

ВЧ-100-4 с твердостью НВ 302…363. Внутренний диаметр вкладыша

шлифовался в размер Ø 50+0,01

при шероховатости поверхности

Ra=0,16…0,32мкм. Для исследования применялись диски и вкладыши шириной

15мм и 5мм соответственно. В качестве смазочно-охлаждающей жидкости

использовалось масло МГ-10 с добавкой 1% микронного кварцевого порошка.

После приведения в контактирование диска с чугунным вкладышем

устанавливалась скорость скольжения 0,5м/с с нагрузкой 60Н и производилась

приработка до 80…85% номинальной площади касания (определялось

визуально). Исследование производилось при скоростях скольжения от 0,5 до

2,5 м/с и при давлении, равном 20МПа. Величина износа образцов

определялась через 10х104 оборотов шпинделя машины трения (по счетчику

оборотов).

Как показали исследования, износ образцов, подвергнутых ПВ ТМО,

значительно меньше износа образов наплавленных и закаленных обычным

способом. Так, образцы, упрочненные ПB ТМО при скорости скольжения

2,5м/с имеют износ 14 мкм, а образцы, подвергнутые только закалке – 30 мкм.

Следовательно, при ПВ ТМО металлопокрытия износ уменьшился по

сравнению с закалкой в 2,1 раза.

1. Лойко Ю.М., Таратута А.И. и др. Предварительная термомеханическая

обработка наплавленного металла //Сб.: Улучшение эксплуатационных

качеств тракторов и сельхозмашин. – Горки, 1976.- вып 21.- С. 68-73.

2. Шаврин О.И.Технология и оборудование термомеханической обработки

деталей машин //М.: Машиностроение. - 1983. – С. 76.

УДК 621.923

ФИНИШНАЯ ОБРАБОТКА АЭРОЗОЛЬНЫХ БАЛЛОНОВ ДЛЯ

ИНГАЛЯТОРА С ИСПОЛЬЗОАНИЕМ ЕЛЕКТРОМАГНИТНЫХ ПОЛЕЙ

Сергеев Л.Е., Сенчуров Е.В., Куколь В.В.

УО «Белорусский государственный аграрный технический университет»

г. Минск Республика Беларусь.

Ко всем элементам аэрозольной упаковки предъявляются достаточно

жесткие требования, т.к. они должны выдерживать давление 5-6 атм. Рабочее

давление в баллоне 2-3 атм. Наиболее распространенным материалом для

изготовления аэрозольных баллонов является металл: белая жесть, черная

151

жесть, алюминий. Металлические баллоны могут состоять из трех, двух и

одной детали (моноблок). На современном этапе развития производства

баллонов для аэрозольной упаковки появились моноблочные баллоны из

алюминия. Благодаря отсутствию швов, они отличаются высокой надежностью

в отношении герметичности и прочности. Цилиндрические корпуса таких

баллонов изготавливают из плоской заготовки с помощью мощных прессов

ударного выдавливания. Распространению алюминиевых баллонов

способствовали: простая технология изготовления, возможность придания им

различной формы и наружного оформления, в том числе возможность

анодирования.

Аэрозольные упаковки удобны в применении, обеспечивают быстрый

эффект при малых затратах веществ. Герметичность аэрозольной упаковки

гарантирует защиту содержимого от высыхания, действия влаги, загрязнения

микроорганизмами.

Одним из главных недостатков алюминиевых баллонов является их

подверженность коррозии. Коррозию, протекающую в аэрозольных упаковках,

можно разделить на химическую и электрохимическую. В баллонах,

содержащих органические соединения, которые не являются электролитами

(спирт, бензин), электрохимическая коррозия невозможна. В этом случае может

происходить только химическое разрушение металла. Однако присутствие

воды или других ионообразующих примесей делает органические растворы

проводниками электрического тока.

В таких системах создаются условия для электрохимических процессов. В

результате коррозии металла в аэрозольных упаковках возникает опасность

разрушения алюминиевых баллонов и загрязнения содержимого баллона

продуктами коррозии. Для предохранения металлических частей упаковки от

коррозии поверхность металла должен подвергаться финишной обработке.

Известно, что необходимость получения требуемых критериев надежности

и долговечности деталей машин достигается также использованием новых

высокоэффективных методов механической обработки этих деталей.

Существующий ряд финишных операций, как часть общего ряда операций

механической обработки, предполагает применение режущего инструмента в

виде упругопластической среды (шлифовальный круг, суспензии, пасты).

Разница между этими видами инструмента состоит в степени закрепления

абразивных зерен в его связке. Магнитно-абразивная обработка (МАО) по

данному критерию занимает промежуточное место между твердой связкой

зерен (шлифование) и подвижной (полирование).

Среди ее положительных сторон следует отметить, во-первых, развитие в

зоне обработки температурного градиента, не превышающего 50 ... 70°С, во-

вторых, давление инструмента в этой же зоне находится в пределах 0,1 ... 2

МПа [1-2], что исключает, в отличие от воздействия шлифовального круга,

образование растягивающих напряжений как будущего очага питтинга.

При МАО используется ряд схем, однако наиболее эффективной является

та, при которой применяются одинарные внутренние полюсные наконечники.

152

На основании расчета заключающего в определение векторного потенциала

магнитного поля, а посредством его – и магнитной индукции, были

изготовлены внутренние полюсные наконечники для магнитно-абразивной

обработки отверстий аэрозольных баллонов. В качестве оборудования

применяется станок ЭУ-6. Ферро-абразивный порошок - Ж15КТ ТУ 6- 09-03-

483-81, размер зерна 100/160 мкм. Смазочно-охлаждающие технологические

средства - СинМА-1 ТУЗ 8.590 1176-91, 3 % водный раствор, капельная подача,

удельный расход 150 ... 200 мл/мин. Параметры и режимы магнитно-

абразивной обработки: величина магнитной индукции (В = 1,1 Тл); скорость

резания (Vp = 2 ...4 м/с); скорость осцилляции (V0 = 0.2 ... 0.25 м/с); амплитуда

осцилляции (А= 1 ... 3 мм); коэффициент заполнения рабочего зазора (К3 = 1

мм); величина рабочего зазора (δ = 1 мм); исходная шероховатость поверхности

(Ra1 = 1,6 ... 2,2 мкм); время обработки ( t = 60 ... 120 с). Параметры баллона:

наружный диаметр 20, длина 30мм, толщина стенки 2 мм.

Рисунок 1 – Схема магнитно-абразивной обработки

Выходными показателями служили достигаемая шероховатость

поверхности, Ra1 = 0.2 - 0.6 мкм. Для определения использовалось следующее

оборудование: профилограф-профиломер «252-Калибр»; микроскоп «БМИ-1;

магнитная индукция в рабочем зазоре измерялась тесламетром Т -3.

В результате выполненных исследований разработан и создан

универсальный тип одинарного внутреннего полюсного наконечника для

магнитно-абразивной обработки отверстий деталей машин независимо от их

диаметров при обеспечении требуемых характеристик обрабатываемых

поверхностей. На внутренней поверхности аэрозольных баллонов до обработки

обнаружены риски и царапины глубиной до 0,01 мм. В результате процесса

МАО при использовании одинарного внутреннего полюсного наконечника

глубина дефектов на обработанной поверхности уменьшилась в 1,5-2,5 раза. На

Магнит

Внутренний

полюсный

наконечник

Аэрозольный

баллон

Патрон

153

поверхности аэрозольных баллонов полностью отсутствуют следы коррозии,

эмульсионных и масляных пленок и механических частиц. Обработанная

поверхность отличается высокой отражающей способностью. При съеме

материала до 10 мкм в процессе МАО на поверхности аэрозольных баллонов

образуется микрорельеф без глубоких и острых рисок; количество дефектов

минимально.

1. Скворчевский Н.Я., Эффективность магнитноабразивной обработки. // Н.Я.

Скворчевский, З.Н. Федорович, П.И. Ящерицын, - Мн: Навука i тэхшка, 1991.

- 216 с.

2. Барон Ю.М. Магнитно-абразивная и магнитная обработка изделий и

режущего инструмента. // Ю.М. Барон, - Л.: Машиностроение, 1986. – 326 с.

УДК 621.923.7

ВЛИЯНИЕ ЭЛЕКТРОИМПУЛЬСНОГО ПОЛИРОВАНИЯ

НА СТОЙКОСТЬ КОРРОЗИОННОСТОЙКОЙ СТАЛИ 12Х18Н10Т

ПРОТИВ МЕЖКРИСТАЛЛИТНОЙ КОРРОЗИИ

Синькевич Ю.В., Шелег В.К., Беляев Г.Я., Янковский И.Н.



Одним из опасных видов коррозионного разрушения, приводящего к рез-

кому снижению физико-механических свойств металла без заметного измене-

ния его внешнего вида, является межкристаллитная коррозия. По современным

представлениям [1] причиной развития межкристаллитной коррозии является

химическая гетерогенность между объемом зерен и приграничными областями.

Коррозия этого вида наблюдается на хромистых и хромоникелевых сталях,

сплавах на основе никеля, меди, алюминия и других. На коррозионностойких

сталях межкристаллитная коррозия может развиваться в результате реализации

трех механизмов [1]:

– коррозия, связанная с обеднением приграничных областей зерен элемен-

тами, обеспечивающими стойкость стали в данной среде;

– коррозия, связанная с низкой химической стойкостью выделяющихся по

границам зерен фаз;

– коррозия, вызванная сегрегацией по границам зерен поверхностно-ак-

тивных элементов, снижающих стойкость основы стали в данной среде.

Электрохимическая неоднородность сплава, способствующая развитию

межкристаллитной коррозии, чаще всего возникает в результате структурных

превращений в определенном для конкретного сплава интервале температур,

например, при сварке. На развитие межкристаллитной коррозии может также

оказывать влияние механическая и электрофизическая обработка [2]. Проблема,

связанная с межкристаллитной коррозией металла и со склонностью сварного

154

шва к межкристаллитной коррозии, особенно остро стоит в атомной

энергетике, химической и пищевой промышленности, где используется боль-

шое количество деталей, узлов и сварных изделий, работающих в сильно агрес-

сивных средах.

Изучение влияния электроимпульсного полирования на стойкость корро-

зионностойкой стали 12Х18Н10Т против межкристаллитной коррозии

выполнялось методом АМУ по ГОСТ 6032–84. При проведении испытаний

исследуемые образцы выдерживались в течение 8 ч в кипящем водном растворе

сернокислой меди и серной кислоты в присутствии медной стружки. Раствор

для испытаний содержал 1000 см3 дистиллированной воды, 50 г сернокислой

меди по ГОСТ 4165–78 и 250 см3 серной кислоты квалификации х.ч.

плотностью 1,84 г/см3 по ГОСТ 4204–77. По окончании выдержки образцы

промывались в дистиллированной воде, сушились фильтровальной бумагой и

изгибались на угол 900 в соответствии с требованиями ГОСТ 14019–2003, после

чего проводился осмотр внешней стороны места изгиба с использованием лупы

с увеличением 12 крат. Изгиб образцов производился в двух местах: по металлу

сварного шва и на расстоянии 20 мм от сварного шва. В результате осмотра

трещин в области изгиба образцов не выявлено. Согласно ГОСТ 6032–84,

отсутствие трещин на поверхности изогнутого образца свидетельствует о

стойкости коррозионностойкой стали 12Х18Н10Т, обработанной методом

электроимпульсного полирования, против межкристаллитной коррозии.

Дополнительно в соответствии с ГОСТ 6032–84 для оценки склонности

стали 12Х18Н10Т, обработанной методом электроимпульсного полирования, к

межкристаллитной коррозии использовался металлографический метод. В этом

случае из плоского участка образца, прошедшего коррозионные испытания,

вырезались пластины из основного металла и по металлу сварного шва,

которые использовались для изготовления шлифов. Поверхность реза на

пластинах являлась плоскостью шлифа. Наличие и глубина межкристаллитной

коррозии оценивалась оптическим методом с использованием комплекса

микро- и макроанализа на базе микроскопа МКИ-2М-1 (Планар, Беларусь). На

рисунке представлены фотографии поверхности шлифов.

а)

б)

а – основной металл; б – металл сварного шва (х250) Рисунок - Шлиф плоскости реза в нормальном к поверхности образца сечении

155

На представленных фотографиях поверхности шлифов видно, что после

электроимпульсного полирования профиль поверхности образцов имеет

сглаженный вид, на поверхности образцов отсутствуют микротрещины и нет

разрушения границ зерен металла, что, согласно ГОСТ 6032–84,

свидетельствует о стойкости коррозионностойкой стали 12Х18Н10Т,

обработанной методом электроимпульсного полирования, против

межкристаллитной коррозии.

1. Ульянин Е.А. Коррозионностойкие стали и сплавы / Е.А. Ульянин. – М.:

Металлургия, 1991. – 256 с.

2. Коррозия. Справочник: перевод с английского / Под ред. Л.Л. Шрайера. –

М.: Металлургия, 1981. – 632 с.

UDC 621.793

CHEMICAL MECHANICAL POLISHING (CMP)

Sokorov I.O., Ghazban Zadeh E.X., Piletskaya L.I.



Abstract: Chemical mechanical polishing (CMP) is a processing method that

uses both mechanical and chemical abrasion phenomenon. CMP is very useful for

reducing the level of injury and damage the surface of ceramics, semiconductor

materials and soft metals. Colloidal silica and alumina are the most common abrasive

CMP is of low and high PH. In addition to pH, oxidation, chemical solutions that are

very important for the CMP polishing. This change in oxidation potential can

increase the amount of chemical attack on surface.

Introduction: A useful tool for initially evaluating a particular specimen’s

ability to be polished by CMP processes is with the use of Pourbaix diagrams.

Pourbaix diagrams are thermodynamically derived stability diagrams for various pH

and oxidation potentials. Figure 1 shows the Pourbaix diagram for the alumina or

aluminum-water system. From the Pourbaix diagram, the stable species at pH values

ranging from 4 to 10 is alumina. However, at pH values below 4, Al+3 is more

thermodynamically stable and, at pH values above 10, AlO2- is the most stable

species. This would indicate that CMP polishing of an alumina ceramic would be

more feasible at either low or high pH values. Colloidal Silica Abrasives for

Ceramics Colloidal silica polishing suspensions are unique because they provide both

a dispersing action as well as a chemical mechanical polishing (CMP) action when

used in combination with other mechanical abrasives, such as diamond.

156

Figure 1 - Electrochemical Pourbaix diagram for determining the regions of

chemical stability

Colloidal silica is a very unique polishing suspension because it provides a CMP

action for materials such as ceramics, composites and soft metals. The most common

colloidal silica’s have particle size distributions between 0.05 micron and 0.07

micron and are stabilized at alkaline pH values (typically>9.5). At higher pH values,

colloidal silica is held in a nearly perfect suspension by the electrochemical repulsive

forces of the fine particles themselves. This chemical balance electrochemically

attacks the surface of a ceramic or mineral surface to form a thin reacted layer on the

specimen surface. This reacted layer can then be removed via the mechanical action

of the polishing cloth or another abrasive (e.g. diamond). CMP polishing rates and

surface finishes are significantly better for ceramics and minerals as compared with

diamond polishing. Thus, the highest removal rates and the most reliable action for

removing both surface and subsurface damage on ceramics and minerals is via

chemical mechanical polishing with colloidal silica.

An example of CMP polishing for ceramics can be illustrated for the specimen

preparation or polishing of silicon nitride. Silicon nitride is a very hard and tough

ceramic and has found many applications for advanced materials engineering. Figures

2a and 2b compare the effects of stepwise polishing with more traditional finer

diamond polishing to that with colloidal silica. For Figure 2a, diamond polishing

included the following diamond abrasive polishing steps: 30, 15, 9, 6, 3, 1, 0.5, 0.25

and 0.10 micron diamond steps for 5 minutes each.

2a 2b

Figure 2a - Diamond polishing of silicon nitride. Figure 2b CMP polishing of

silicon nitride with colloidal silica

157

Conclusions: As with other exothermic chemical reactions, the chemical

contribution can be enhanced by increasing the temperature of the polishing action.

This can be accomplished by increasing the polishing pressure and polishing velocity

to increase the friction between the polishing cloth, colloidal silica and the specimen.

Cleaning of the surface is best accomplished by rinsing the polishing pad surface with

distilled water for the final 10-15 seconds of the polishing cycle and then

immediately rinsing the specimen surface with water. This allows the cloth to

mechanically remove the reacted layer and any residual colloidal silica.

References:

1. J.R. Davis, Handbook of Thermal Spray Technology, ASM Thermal Spray

Society, 2004, ISBN-10: 0-87170-795-0

2. Donald C. Zipperian Ph.D., METALLOGRAPHIC HANDBOOK, 2011, PACE

Technologies, USA

UDC 621.793

COMPARISION BETWEEN HVOF AND PLASMA SPARING

Sokorov I.O., Ghazban Zadeh E.X., Volodko A.S.



Abstract: Thermal spray processing is widely used in many industries (e.g.

aerospace, gas turbine, petrochemical and gas generation, the automotive industry,

etc.) to create coatings aimed at improving engineering performance and/or

increasing component life. Thermally sprayed coatings have several advantages over

other surface engineering techniques. In particular, when the coating is applied, the

substrate undergoes either no, or minimal, melting, so it allows the substrate to retain

its original characteristics, such as its chemistry, structure and properties.

Introduction: The plasma spray process involves the melting and spraying of a

fine powder onto a substrate using a plasma jet. However, understanding of the

processes of splat formation and bonding with the substrate is limited because of the

difficulties in performing high resolution studies of the splat-substrate interface.

Plasma spraying is one of the most flexible and versatile of the thermal spray

processes. Indeed, it can be configured to spray particles over a very wide range of

temperatures and velocities (the plasma temperature ranges typically from 8700 to

12,000°C, and the particles’ velocity may vary between 80 and 400 m.s-1). As such,

it allows melting and spraying of many different materials (if they exhibit a congruent

melting behavior) on to a wide range of substrates (metallic alloys, ceramics,

polymers) and over a large range of particle size distribution (from 5 to 50 μm for

ceramics, 20 to 120 μm for metallic alloys). For plasma spray processing, particles

are usually fully molten upon impact and are propelled at a velocity that is relatively

low compared to other thermal spray processes [1]. In many cases, spraying is

158

performed in air, which may lead to oxidation of metallic particles in flight. Oxides

may also form around the splats, and the coatings formed usually contain porosity

(usually 1 to 5vol.%) [1]. The structure of plasma sprayed coatings, as a result of the

superimposition of spray beads resulting themselves from the stacking of splats on

top of another, has been widely studied, and cross-sections of coatings have been

obtained at a “macroscopic” level (i.e., resolution of about 0.5 μm).

The HVOF process is a widely applied thermal spray technique used to form

dense coatings with high bond strength. However, little is known about the

mechanisms by which the coating forms and adheres to the substrate. The High

Velocity Oxy-Fuel (HVOF) spray process allows the manufacturing of coatings of a

very wide range of materials (ceramics, metallic alloys, polymers) on a range of

substrates, by spraying a fine powder through a mixed oxygen/fuel gas (hydrogen,

heptane, kerosene, etc.) flame. The coatings produced, typically, have high bond

strength and a dense microstructure in comparison to other thermal spray processes

for which particles may be sprayed at higher temperature and lower velocities. Other

advantages include higher coating thickness capacity, a smoother surface finish,

lower porosity content and a lower concentration of oxides in the coating [1, 2].

Microstructures of thick HVOF coatings have been widely studied [3-4] and it has

been shown that they depend on several factors, such as the feedstock powder and

spray conditions. HVOF spraying, compared to plasma spraying, is characterized by

higher particle velocities (400-800 m.s-1 compared to 80-400 m.s-1 for plasma

spraying) and lower particles temperature (the temperature in the torch is around

3000°C, while it ranges from 8,700 to 12,000°C for the plasma torch) [1]. The lower

temperature means that, while in the plasma spray process, most particles are fully

molten upon impact on the substrate, for the HVOF process many are only partially

molten, with a solid core, and some are even completely solid. As a result, the

process of splat formation is significantly different, and so the splat morphology and,

subsequently, the characteristics of the coatings are different. HVOF splats undergo

much less splashing, and have a lower oxide content. The higher velocity also means

a higher particle momentum upon impact for HVOF, leading to a higher pressure

applied by the particle on the substrate, and also a denser coating.

Conclusion: As a result, HVOF coatings tend to be denser, with a lower oxide

content, but also with a bimodal structure, due to the unmelted portions of the

sprayed particles, and their mechanical properties (adhesion to the substrate,

hardness, Young modulus, tensile/compressive strength, etc.) are usually higher than

plasma sprayed coatings.

References:

1. R.F. Bunshah, Handbook of hard coatings. Deposition technologies, properties and

applications, Norwich, N.Y., 2001.

2. M. Dorfman, Thermal spray basics, Adv. Mater. Process., 2002, (7), p. 47-50.

3. P. Bansal, P.H. Shipway, S.B. Leen, Effect of particle impact on residual stress

development in HVOF sprayed coatings, J. Therm. Spray Technol., 2006, 15 (4),

p. 570- 575.

159

4. T. Marrocco, L.C. Driver, S.J. Harris, D.G. McCartney, Microstructure and properties

of thermally sprayed Al-Sn-based alloys for plain bearing applications, J. Therm.

Spray Technol., 2006, 15 (4), p. 634-639.

УДК 621.822

АВТОМАТИЗАЦИЯ РАСЧЕТА ПОГРЕШНОСТИ БАЗИРОВАНИЯ В

СРЕДЕ ИНТЕГРИРОВАННЫХ САПР

Сорокин С.В.


г. Брянск, Российская Федерация

С самого основания машиностроения развитие производства неразрывно

связано с техническим оснащением и модернизацией производственных

мощностей путем применения последних достижений науки и техники. При

переходе на новый вид продукции и, как следствие переподготовке

производства, около 50% от всего объема технологического оснащения

приходится на техническое переоснащение и модернизацию производства,

включающего в себя процессы конструирования технологической оснастки.

Затраты на изготовление оснастки приближаются к затратам на

производство металлорежущих станков. В связи с этим возникает проблема

повышения эффективности и качества проектирования станочных

приспособлений, а так же необходимость сокращения сроков ее

проектирования и изготовления.

Проблема создания систем автоматизированного конструирования

станочных приспособлений, затрагивается во многих работах, посвященных

автоматизации технологической подготовки производства. Задача выбора

оптимальной схемы установки заготовки в станочном приспособлении и ее

конструктивной реализации на основе интерактивного расчета погрешности

базирования с использованием современных CAD систем остается весьма

актуальной.

В процессе проектирования станочных приспособлений разрабатываются

несколько вариантов конструкций приспособления, количество которых

определяет выбранная технологом теоретическая схема базирования и

геометрические особенности заготовки. Проводится сравнение и выбирается

оптимальный вариант станочного приспособления, в максимальной степени

отвечающий показателям качества: точности расположения заготовки в

приспособлении, надежности ее закрепления и технико-экономическим

показателям (минимуму затрат материальных средств на изготовление

приспособления и времени на установку и снятие заготовки).

Затраты материальных средств на изготовление приспособления и времени

на установку и снятие заготовки определяется проведением экономических

расчетов и нормированием. Однако их можно ориентировочно оценить при

160

анализе схем установки заготовки для разных вариантов конструкции

станочных приспособлений на начальных этапах подготовки производства.

Многие из этапов проектирования технологической оснастки требуют

проведения трудоемких расчетов, причем, для нескольких вариантов схемы

установки. Это приводит к значительным затратам времени на проектирование

и увеличивает вероятность ошибок напрямую влияющих на точность

выполнения технологических операций и обеспечение приспособлению

заданного межремонтного периода. Поэтому создание автоматизированной

системы, ориентированной на решение этого круга задач, позволит устранить

подобные недостатки проектирования и значительно повысит качество

проектных решений.

В ходе проведенных исследований были получены следующие результаты:

была разработана математическая модель автоматизации процесса выбора

оптимальной схемы установки заготовки в станочном приспособлении с

применением современных CAD технологий; с использованием методов

системного анализа общая задача автоматизации была разбита на отдельные

иерархически связанные задачи, выявлены информационные взаимосвязи

между ними и CAD-системой, при этом был сформирован и описан алгоритм

расчета погрешности базирования заготовки в станочном приспособлении для

каждого выполняемого на операции технологического размера; в результате

программной реализации были созданы логическая и динамическая модели

работы системы; сформирована структура программного модуля в виде схемы,

отражающей основные блоки системы их взаимосвязи; был разработан

программный модуль, интегрированный в среду CAD-системы, расширяющий

ее возможности для комплексной автоматизации выбора оптимальной схемы

установки заготовки в станочном приспособлении;

В промышленности с технологической подготовкой производства

непосредственно связаны освоение выпуска новых изделий, повышение

технического уровня и качества продукции, улучшение технико-экономических

показателей работы предприятий. Первостепенное значение при этом

приобретает максимальное уменьшение длительности циклов подготовки

производства. Сокращение сроков, отводимых на технологическую подготовку

производства, трудоемкость и многовариантность технологического

проектирования, необходимость оптимизации проектных решений, требует

коренных изменений методов проектирования, всестороннего использования

вычислительной техники. Наибольший эффект от применения ЭВМ в

технологии достигается при комплексном решении технологических задач.

На сегодняшний день проблема автоматизации технологической

подготовки производства решается путем применения интегрированных САПР

– CAD/CAM/CAE-систем. В ближайшее время именно этот подход будет

преобладающим вследствие своей высокой эффективности. В связи с

вышесказанным актуальной является задача интеграции автоматизированной

системы конструирования элементов схемы установки заготовки при синтезе

станочных приспособлений в состав CAD/CAM/CAE-систем. Перспективность

161

данной системы заключается в интерактивном автоматическом считывании

входных параметров со сборочных чертежей и деталировок, из технических

условий и требований, выходная информация передается в САМ-модуль как

характеристика условий обработки и на бумажные носители в виде данных

маршрутно-операционные карт обработки.

УДК 621.822

ПРОЕКТИРОВАНИЕ ТЕХНОЛОГИИ ОБРАБОТКИ ДЕТАЛЕЙ НА

СОВРЕМЕННОМ ОБОРУДОВАНИИ С ЧПУ

Сорокин С.В., Булаев А.В., Новожеев А.Г.


г. Брянск, Российская Федерация

Современный этап развития технологии машиностроения заключается в

объединении технологий проектирования, изготовления и эксплуатации машин

и в разработке научных основ по системному описанию технологических

методов, позволяющих обеспечить необходимые эксплуатационные свойства

деталей машин. Одним из инструментов решения этих задач является

интегральная автоматизация этапов технической подготовки производства

(ТПП) путем построения моделей элементов ТПП с применением средств

вычислительной техники и программного обеспечения, в том числе систем

искусственного интеллекта. Проводимая работа посвящена комплексной

автоматизации проектирования технологических процессов обработки деталей

на современном оборудовании с использованием формализованных

конструкторско-технологических классификаторов.

В рамках выполняемой работы рассматриваются следующие основные

направления:

1. Классификация конструкторско-технологических элементов деталей

машин. Анализ необходимости, дополнения и переработки классификатора

конструкторско-технологических элементов, в соответствии с современными

возможностями инструмента и станков.

2. Проведение анализа кинематических возможностей современных

многофункциональных станков.

3. Выделение основных типов компоновок современного оборудования;

анализ видов движений станков и их связь с деталью и инструментом.

4. Проведение анализа возможностей и классификация современного

лезвийного инструмента.

5. Разработка концептуальной модели системы автоматизации

проектирования технологических процессов изготовления деталей на основе

метода синтеза для условий современного производства.

6. Разработка подходов к формализации процедуры классификации и

анализа конструкторско-технологических элементов, используемых в процессе

проектирования, формирования конструкторско-технологической модели

162

детали и синтеза конструкций станочных приспособлений.

Технологическая подготовка производства заключается в проектировании

технологических процессов, выборе их параметров, оборудования и средств

технологического оснащения для проведения этих процессов. Генеративный

подход к разработке технологии подразумевает автоматический синтез

стратегии обработки на основании геометрической конфигурации и

технических требований, предъявляемых к детали, с указанием сведений о

материале, особенностях обработки и методиках контроля изделия. На первом этапе разработки плана производства новой детали в

генеративном подходе технические требования вводятся в компьютерную систему. Для этого необходима возможность распознавания системой конструктивно-технологических элементов детали (КТЭ), требующих машинной обработки. Реализация этой процедуры значительно упрощается, если при моделировании детали используется объектно-ориентированный подход при этом, даже для КТЭ, реализованных в системе объектно-ориентированного моделирования, могут потребоваться дополнительные преобразования, с целью формализации исходной технологической информации. Так, например, большинство 3D моделей CAD-систем не содержат сведений о допусках, материалах, твердости отдельных поверхностей и их приходится вводить вручную. Схема кодирования должна определять все геометрические элементы и их параметры, в частности положение, размеры и допуски, а также сведения о форме заготовки.

На втором этапе закодированные данные и текстовая информация

преобразуются в подробный технологический план производства детали. На

этом этапе определяется оптимальная последовательность операций, условия

их выполнения, проводится синтез средств технологического оснащения

(подбирается и проектируется инструмент, измерительные приборы,

выбирается схема базирования и закрепления заготовки, анализируются

кинематические схемы формообразующих движений исполнительных органов

станков). Для построения столь подробного плана производства деталей

требуется переработка больших объемов входной информации и сложная

логическая система преобразования данных, поэтому автоматизированный

подход к синтезу технологических процессов изготовления изделий строится на

формализованном описании различных классов деталей с фиксированным

набором элементарных поверхностей.

В результате анализа проблемы и проводимых в работе исследований по

автоматизации проектирования технологии обработки деталей методом

синтеза, разработана структурная схема, информационное и программное

обеспечение автоматизированной системы, реализующей принципы

проектирования технологических процессов для современных условий

производства.

Современное инновационное производство, широкое использование

наукоемких технологий в общем машиностроении, быстрая смена номенклатуры

выпускаемых изделий требуют совершенствования работы инженерных служб

предприятий. Применение разрабатываемой автоматизированной системы

163

позволит значительно сократить время освоения новой продукции за счет

оптимизации работы инженера-проектировщика на начальных этапах

технической подготовки производства, при технологическом обеспечении

необходимых показателей качества изготавливаемых деталей и сборки узлов.

УДК 621.723.7

СПОСОБЫ МЕХАНИЧЕСКОЙ ОБРАБОТКИ ГАЗОТЕРМИЧЕСКИХ

ПОКРЫТИЙ

Спиридонов Н.В., Пилецкая Л.И., Володько А.С.



Механическую обработку газотермических покрытий можно производить

в зависимости от прочности сцепления, твердости и толщины покрытия,

конфигурации и размеров детали шлифованием или тонким точением.

Обработка напыленных покрытий, имеющих невысокую прочность

сцепления (10...30 МПа), производится шлифованием алмазными кругами, либо

кругами из электрокорунда или карбида кремния зеленого.

Исследования обрабатываемости шлифованием производили на покрытиях

из сплава ПГ-СР4 шлифовальными кругами из карбида кремния зеленого 63С,

электрокорунда белого 24А, эльбора на органической связке и синтетического

алмаза на металлической связке.

Исследования показали, что работоспособность шлифовального круга в

значительной мере зависит от его твердости и зернистости: у кругов с высокой

твердостью С2, СТ1 и выше не происходит самозатачивание круга, кромки

абразивных зерен быстро затупляются и процесс резания прекращается. У

мягких кругов (М2) производительность шлифования выше, но происходит

интенсивное изнашивание. Наиболее оптимальной твердостью круга для

шлифования такого рода покрытий следует считать СМ1 с зернистостью

40 мкм.

По производительности шлифования круги располагаются следующим

образом: 24А – 5,9 г/мин, 63С – 9,3 г/мин, эльбор – 11,6 г/мин, алмаз – 14,8

г/мин.

Наибольшей производительностью обладают алмазные и эльборовые

круги. Хотя по производительности круги из электрокорунда белого и карбида

кремния уступают названным, но нашли применение в производстве благодаря

недефицитности и дешевизне.

Карбидо-кремниевые круги на керамической связке в процессе

шлифования самозатачиваются.

Из режимов резания на производительность значительное влияние

оказывают подача и глубина шлифования. С увеличением подачи объем

снятого слоя сплава в единицу времени возрастает. Вместе с этим

164

увеличивается и износ шлифовального круга, но удельная производительность

возрастает. При этом шероховатость обработанной поверхности изменяется

незначительно.

Таким образом, для обеспечения высокой производительности

шлифование следует вести с высокими подачей и глубиной и для достижения

требуемой шероховатости производить выхаживание в конце операции.

Круги из электрокорунда имеют большую режущую способность, но

быстро «засаливаются» с течением времени, что резко снижает их режущие

свойства. Поэтому в процессе шлифования необходимо вести правку круга

алмазным карандашом. Хорошие результаты по шлифованию кругами 24А

получаются для жестких деталей при обработке на мощных станках на режимах

силового шлифования.

Окончательную обработку покрытий из сплава типа ПГ-СР4 можно

производить кругами из карбида кремния зеленого зернистостью 40 мкм,

твердостью СМ1, СМ2 и кругами эльборовыми на органической связке

зернистостью 80 мкм при следующих режимах:

для кругов 63С – V = 80 м/мин, t = 0,05 мм, Sпрод = 2 м/мин;

для кругов эльборовых – V = 40 м/мин, t = 0,01 мм.

При оплавлении покрытий из самофлюсующихся сплавов

концентрированными потоками энергии адгезионные и когезионные

характеристики повышаются, что позволяет обрабатывать их при более

высоких режимах.

УДК 621.785.048:669

УПРОЧНЕНИЕ НИКЕЛЬ-ТИТАНОВЫХ ПЛАЗМЕННЫХ ПОКРЫТИЙ

ЛАЗЕРНОЙ ОБРАБОТКОЙ

Спиридонов Н.В., Сокоров И.О., Пилецкая Л.И.



Прочность сцепления напыленных покрытий можно значительно повысить

последующей обработкой высококонцентрированными потоками энергии.

Поэтому большой практический интерес представляет определение влияния на

прочностные характеристики покрытий такого источника

высококонцентрированной энергии, как лазерный.

В качестве исходного материала для покрытий использован порошок

марки ПН55Т45, представляющий собой интерметаллическое соединение TiNi

с гранулометрическим составом частиц до 160 мкм. В качестве материалов

основы выбраны стали 20 и 45.

Нанесение покрытий проводилось на плазменной установке УПУ-3Д,

последующая лазерная обработка – на технологической установке

165

непрерывного действия «Комета». Прочность сцепления определялась на

разрывной машине МР-0,9-1.

Режимы лазерной обработки выбирались таким образом, чтобы были

обеспечены как закалка, так и оплавление покрытий. При толщине покрытия

0,4 мм глубина проплавления варьировалась от 0,2 до 0,6 мм, т.е. до

подплавления материала основания. При этом происходит химическое

взаимодействие по всей границе «покрытие – основа», а затем конвективное

перемешивание контактирующих материалов. В результате оплавления

образуется металлическая связь между покрытием и основой с увеличенной

переходной диффузионной зоной. При этом структура покрытия уплотняется.

Если химическое взаимодействие не получило достаточного развития из-за

низкой прочности сцепления и наличия несплошностей на границе «покрытие –

основа» на стадии напыления, повысить прочность сцепления покрытия

оплавлением не удается.

Рентгеноструктурный анализ покрытий, обработанных лазерным

излучением, показал изменение фазового состава их структуры (Таблица 1).

При этом прочность сцепления покрытия с основой увеличивается в результате

развития процессов взаимодействия между напыленным материалом и основой.

С ростом температуры образуются новые очаги химического взаимодействия в

плоскости контакта материалов, что особенно заметно при подготовке

поверхности перед напылением в форме «рваной резьбы».

Таблица 1 – Изменение прочности сцепления и фазового состава TiNi-

покрытий, обработанных лазерным излучением

Температура

поверхностного слоя, ˚С

Прочность сцепления,

МПа

Основная фаза

800 60-65 Ti2Ni + TiNi3

1200 100-130 TiO2 + TiNi3

1300 190 TiO2

При нагреве покрытия лазерным излучением до температуры, близкой к

температуре плавления материала покрытия, происходит значительное

увеличение прочности сцепления покрытия с основой (до 130 МПа), т.к. при

этом формируется диффузионная зона между покрытием и основой. При

дальнейшем нагреве покрытия лазерным излучением до температуры, близкой

к началу плавления материала основы, отмечается максимальная прочность

сцепления покрытия с основой (190 МПа и выше).

Рентгеноструктурным анализом установлено появление фазы TiO2 и

практически исчезновение TiNi-фазы в покрытии при температуре, близкой к

температуре плавления основы.

Таким образом, при обработке лазерным лучом плазменных покрытий из

сплава ПН55Т45 происходит увеличение прочности сцепления покрытия с

основой от 60 до 190 МПа, т.е. до 3 раз и более.

166

Данную технологию получения покрытий можно использовать для

высоконагруженных пар трения – деталей машин и оборудования

металлургического, энергетического, химического, нефтедобывающего и

других производств, где требуются высокая износостойкость, устойчивость к

коррозии.

УДК621.793.1

АДГЕЗИЯ ВАКУУМНО-ПЛАЗМЕННЫХ ПОКРЫТИЙ НА

НЕМАГНИТНЫХ МЕТАЛЛИЧЕСКИХ МАТЕРИАЛАХ

Спиридонов Н.В., Фролов И.С., Фролов Ю.И.



Вопрос адгезии покрытий с поверхностью различных материалов является

актуальным для всех отраслей машиностроения, где используются детали с

покрытиями. Это связано с тем, что в случае низкой адгезии покрытия с

основой, оно не может выполнять свое функциональное назначение. Отсюда

вытекает вывод о важности оценки адгезии покрытий к металлической основе,

на которую они нанесены.

Для исследования прочности сцепления покрытий TiN использовались

образцы из стали 12Х18Н10Т и алюминиевого сплава Д16Т диаметром 25 мм и

высотой 7 мм. Осаждение покрытий производилось с использованием

вакуумной установки УРМ3.279.048. Очистка ионами титана осуществлялась в

импульсном режиме при ускоряющем напряжении 1000 В и токе дуги 90 А.

Параметры осаждения покрытия выбирались в следующих пределах: ток

дугового разряда I=80...130 А; напряжение на подложке Un=0...200 В; давление

реакционного газа (азота) Р = (2...14)х10-2

Па. Адгезия покрытий определялась

на приборе LSRH по методу царапания тонкопленочного покрытия алмазным

конусом Роквелла, называемого также методом Вивера.

Анализ результатов экспериментов показывает, что с увеличением тока

дуги прочность сцепления покрытия уменьшается. Это происходит

преимущественно за счет резкого возрастания капельной составляющей в

плазменном потоке, что имеет место при токе дуги более 100 А. Как отмечалось

выше, при больших значениях тока (120...140 А) кроме капель на поверхности

конденсации появляются макроблоки материала катода размерами в десятки

микрометров, которые осаждаются в твердом состоянии. Прочность сцепления

таких частиц с основой и материалом покрытия очень низкая и они легко

отделяются, обнажая основу, что значительно снижает прочность сцепления

покрытия в целом.

С увеличением напряжения на основе прочность сцепления покрытия

возрастает. Это связано с тем, что при малых значениях потенциала (Uп<100 В)

энергия ионов недостаточна для образования прочных металлических связей

167

между конденсатом и основой. Кроме того, температура основы недостаточна

для эффективного прохождения плазмохимических реакций и поэтому

покрытие оседает в виде рыхлого пористого слоя, имеющего низкую прочность

сцепления с основой. В диапазоне 100...200 В, где условия осаждения покрытия

наиболее благоприятные, также отмечается некоторый рост прочности

сцепления покрытия на стальных образцах, что, очевидно, связано с

интенсификацией диффузионных процессов между материалами покрытия и

основы вследствие большой энергии ионов, прибывающих на основу. При этом

основную роль играет механизм радиационно-стимулированной диффузии, а

также происходит диффузия по границам зерен. В результате наблюдается

увеличение толщины переходной зоны покрытия. Можно предположить, что

состав переходной зоны характеризуется твердыми растворами внедрения азота

в интерметаллиде переменного состава FeхTiу. Увеличение толщины

переходной зоны благоприятно сказывается на эксплуатационных

характеристиках покрытия и способствует повышению прочности сцепления за

счет смягчения существенных различий между коэффициентами термического

расширения материалов основы и покрытия. Максимальная величина

прочности сцепления TiN на стальных образцах составила около 500 МПа, что

согласуется с данными других исследователей. В частности, по данным работы

[1], максимальная прочность сцепления железохромовых ионных покрытий с

деталью составила не менее 485 МПа. Для алюминиевых образцов в диапазоне

150…200 В наблюдается некоторое снижение прочности сцепления покрытия,

что, очевидно, связано со структурными изменениями в поверхности основы

из-за избыточности поступающего к ней теплового потока.

Увеличение давления реакционного газа в вакуумной камере в целом

способствует улучшению качества покрытий. Так в диапазоне давлений

(2...10)х10-2

Па прочность сцепления покрытия увеличивается. Это можно

объяснить как уменьшением содержания капельной фазы в объеме конденсата,

так и увеличением содержания в покрытии соединений титана. Очевидно, при

низких давлениях из-за недостаточного количества реакционного газа в

плазмохимические реакции не вступает значительная часть ионов металла,

которые конденсируются в свободном виде. В результате покрытие получается

рыхлым и состоит из трех фаз: металлического титана, соединений титана и

включения капель титана.

Максимум прочности сцепления соответствует нитриду титана

стехиометрического состава (δ-фаза TiN), который характеризуется большей

пластичностью. При дальнейшем увеличении давления реакционного газа

наблюдается снижение прочности сцепления покрытия. Данное явление,

возможно, связано как с уменьшением энергии ионов титана на газовой

мишени, так и с объемной конденсацией TiN [2], возникающей в результате

избытка реакционного газа в вакуумной камере. Преобладающими

механизмами роста конденсата при этом являются коагуляция и неплотное

срастание полидисперсных гранулоподобных частиц, имеющих плохую

сцепляемость с основой.

168

Результаты исследований позволили оптимизировать параметры

осаждения вакуумно-плазменных покрытий на немагнитных металлических

материалах.

1. Костржицкий А.И., Лебединский О.В. Многокомпонентные вакуумные

покрытия. - М.: Машиностроение, 1987. – 207 с.

2. Палатник Л.С., Черемской П.Г., Фукс М.Я. Поры в пленках. - М.:

Энергоиздат, 1982. – 216 с.

УДК621.793.1

ПОРИСТОСТЬ ВАКУУМНО-ПЛАЗМЕННЫХ ПОКРЫТИЙ НА

НЕМАГНИТНЫХ МЕТАЛЛИЧЕСКИХ МАТЕРИАЛАХ

Спиридонов Н.В., Фролов Ю.И.



Все вакуумно-плазменные методы формирования покрытий основаны на

конденсации компонентов паровой (плазменной) фазы в условиях обработки

поверхности частицами высоких энергий. При этом фазовые превращения

протекают в сильно неравновесных условиях, когда скорость конденсации

намного больше скорости испарения. Наличие таких условий способствует

захвату примесей растущими пленками, образованию метастабильных фаз, а

также возникновению избыточного объема в осажденных пленках в виде

микропор типа решеточных вакансий, сквозных пор и пустот. Кроме того, при

формировании покрытий из плазмы вакуумной дуги происходит

дополнительное образование пор из-за наличия в пароплазменном потоке

капельной составляющей. Высокая пористость вакуумно-плазменных покрытий

может стать основной причиной их коррозии, снижения износостойкости и

ухудшения комплекса декоративных свойств. Поэтому исследование

пористости вакуумно-плазменных покрытий и разработка технологических

рекомендаций по ее уменьшению представляются актуальной задачей.

Для исследования пористости электродуговых вакуумных покрытий TiN

использовались образцы из стали 12Х18Н10Т и алюминиевого сплава Д16Т с

размерами 40х25х10 мм, которые предварительно обрабатывались

шлифованием, а затем подвергались полированию до Ra 0,1...0,15 мкм.

Шероховатость контролировали профилографом-профилометром. Нанесение

покрытий TiN проводилось с использованием вакуумной установки

УРМ3.279.048. Очистка ионами титана осуществлялась в импульсном режиме

при ускоряющем напряжении 1000 В и токе дуги 90 А. Параметры осаждения

покрытия варьировались в следующих пределах: ток дугового разряда

169

I=80...130 А; напряжение на подложке Un=0...200 В; давление реакционного

газа (азота) Р = (2...14)х10-2

Па. Толщина покрытия составляла 3...4 мкм.

Пористость покрытия определялась методом индикаторных паст по ГОСТ

9.302-88. Для повышения производительности и облегчения процесса

считывания пор в состав индикаторной пасты добавлялся поливинилацетатный

клей (ПВА).

Анализ результатов показывает, что с увеличением тока дуги пористость

покрытия увеличивается, особенно при величине тока I>100 А. Это связанно с

увеличением в плазменном потоке содержания капельной фазы, доля которой

значительно возрастает именно в диапазоне 100...140 А [1]. Большое

количество капель и макроблоков материала катода, конденсирующихся на

основе, приводит к повышенной дефектности покрытия и увеличению в нем

сквозной пористости из-за эффектов затенения и неплотного срастания

элементов структуры [2]. На алюминиевых образцах более интенсивный рост

пористости происходит, очевидно, из-за подплавления поверхности,

вызванного увеличением теплового потока в направлении основы.

С увеличением напряжения на основе пористость немонотонно

уменьшается, что связанно, очевидно, с формированием более плотной

структуры покрытия и интенсификацией процесса распыления пиков

микронеровностей из-за увеличения энергии ионов, прибывающих на основу.

Однако при напряжении порядка 100 В влияние этих факторов резко снижается

и поэтому при дальнейшем повышении потенциала на основе пористость

покрытия на стальных образцах практически не уменьшается, а на

алюминиевых образцах даже несколько увеличивается.

Зависимость пористости от давления реакционного газа носит

экстремальный характер. С увеличением давления до 8х10-2

Па пористость

покрытия уменьшается, что связано с уменьшением содержания капельной

фазы в продуктах эрозии материала катода [1]. Дальнейшее повышение

давления азота приводит к тому, что нитрид титана частично образуется не на

поверхности конденсации, а в газовой фазе [3] и осаждается на поверхность в

виде негомогенного пористого слоя. Кроме того, избыток реакционного газа

приводит к появлению газовой пористости, связанной с замуровыванием азота

в объеме формирующегося конденсата. В результате пористость конденсата

TiN начинает увеличиваться, а покрытие теряет свою работоспособность.

Результаты экспериментов показывают, что превалирующее влияние на

формирование сквозной пористости покрытия оказывает капельная

составляющая плазменного потока материала катода. Для уменьшения

капельной фазы применяется сепарация плазменного потока, например, с

использованием принципов плазмооптики.

Еще одним фактором, влияющим на пористость, является толщина

покрытия. Установлено, что с увеличением толщины покрытия количество

сквозных пор уменьшается. Покрытия толщиной около 1 мкм характеризуются

170

значительной мелкой пористостью. С увеличением толщины покрытия до 3 мкм

пористость резко снижается, а при дальнейшем наращивании толщины

уменьшается незначительно. Оставшееся небольшое количество сквозных пор

объясняется, очевидно, дефектами обработки поверхности основы. Практически

беспористыми покрытия становятся при толщине более 10…12 мкм.

Результаты исследований позволили оптимизировать параметры

осаждения вакуумно-плазменных покрытий на немагнитных металлических

материалах.

1. Карпенко Г.Д., Лойко В.А. Исследование структуры покрытий на основе

нитрида титана // Известия АН БССР. Сер. физ. техн. наук. ― 1986. ― № 1.

― С. 31-34.

2. Палатник Л.С., Черемской П.Г., Фукс М.Я. Поры в пленках. - М.:

Энергоиздат, 1982. – 216 с.

3. Закономерности формирования покрытий в вакууме / В.А. Барвинок, В.И.

Богданович, Б.С. Митин и др. // ФХОМ. ― 1986. ― № 5. ― С. 92-97.

УДК 621.753.5

ОПЫТ ПРИМЕНЕНИЯ ЭКОНОМНОЛЕГИРОВАННЫХ

КОНСТРУКЦИОННЫХ СТАЛЕЙ ДЛЯ ПРОИЗВОДСТВА

МЕЛКОРАЗМЕРНОГО ШТАМПОВОГО ИНСТРУМЕНТА

Степанкин И.Н., Поздняков Е.П.

Гомельский государственный технический университет имени П.О.Сухого

Гомель, Республика Беларусь

Введение. Стойкость оснастки для холодной высадки и выдавливания

определяется структурой и свойствами поверхностного слоя инструмента. Эта

взаимосвязь проявляется при изготовлении сложнопрофильных гравюр

штампов холодным выдавливанием. Отжиг заготовок штамповых сталей не

всегда обеспечивает возможность удовлетворительного структурообразования

металла вследствие карбидной ликвации высоколегированных штамповых

сталей. Совместная деформация включений и металлической матрицы зачастую

приводит к появлению микротрещин, которые достигают своих критических

размеров, как на стадии окончательной термической обработки, так и при

эксплуатации инструмента. Замена высоколегированной стали, на

альтернативный сплав с диффузионным упрочнением поверхностного слоя,

которая может быть проведена по критериям контактного изнашивания,

позволяет существенно улучшить технологическую составляющую

производства инструмента, обеспечить применение более доступного и

дешевого инструментального материала, а также в некоторых случаях

увеличить стойкость штампа.

171

Объекты и методики исследований. Объектом исследования являлись

отделочные пуансоны, применяемые в холодновысадочных автоматах для

изготовления крестообразных шлицев в головках шурупов. Для пуансонов

прототипов применяется сталь Х12М с твердостью после термообработки

63…64 HRC. В качестве альтернативного материала использовали

экономнолегированную сталь 35ХГСА. Для достижения необходимой

твердости рабочую поверхность подвергали цементации в среде древесного

угля модифицированного BaCO3. Длительность цементации составляла 12

часов при температуре 920°С. Материал поковок, из которых изготовляются

шурупы с крестообразным шлицем – сталь 20.

Для сравнения свойств применяемых материалов их подвергали

испытаниям на сжатие (ГОСТ 25.503-97) и на контактное изнашивание. Осадку

проводили с целью оценки технологической пластичности материалов в

холодном состоянии. При испытании на контактное изнашивание строили

кривые износа в зависимости от количества циклов нагружения поверхности

экспериментальных образцов. Оценку напряженно-деформированного

состояния поверхностей отделочных пуансонов проводили с помощью

численного анализа реализуемого методом конечных элементов. Исследование

микроструктуры проводили с применением оптического микроскопа Метам

РВ-22. Определение твердости проводили на приборе ПМТ-3 с нагрузкой на

индентор Виккерса 2Н и прессе Роквелла.

Результаты исследований и их обсуждение. Численный анализ

напряженного состояния показал, что максимальные напряжения,

локализующиеся на выступающих частях рабочей поверхности инструмента,

составляют 1200…1700 МПа. Причиной разрушения оснастки, изготовленной

из стали Х12М становится отделение фрагмента рабочей части в результате

распространения трещин. Причиной их зарождения являются касательные

напряжения, которые достигают своего максимального значения под

контактной поверхностью. Вероятность их зарождения и распространения,

увеличивается за счет присутствия в поверхностном слое крупных карбидов.

Снижение локальной перегрузки поверхностного слоя металла обеспечено

путем замены материала инструмента на экономнолегированную сталь

35ХГСА. В результате модификации деталей науглероживанием с

последующей закалкой и отпуском, синтезирован поверхностный слой,

толщиной более 1,5 мм. Его микротвердость достигает 8ГПа. На глубину

порядка 0,3…0,4 мм сформирована двухфазная структура, состоящая из мелких

карбидных частиц, равномерно распределенных в мартенситной матрице. Для

устранения остаточного аустенита в упрочненном слое закалка деталей

проводилась с криогенной обработкой в жидком азоте.

Результаты испытаний на контактное изнашивание стали Х12М, показали,

что при действии пульсирующего напряжения величиной 1280 МПа, после

наработки более 30 тысяч циклов износ контактной поверхности

экспериментальных образцов не превышает 0,07 мм. Испытание образцов из

стали 35ХГСА с упрочненным слоем при действии пульсирующего напряжения

172

1300 МПа, показали, что в пределах наработки порядка 10 тысяч циклов

износоустойчивость материала соизмерима со сталью Х12М.

Анализ технологической пластичности показал, что в предел текучести

обоих материалов в отожженном состоянии составил порядка 240 МПа.

Производственная апробация в условиях ОАО «Гомельский завод литья и

нормалей» показала, что для изготовления детали пуансон отделочный из стали

Х12М заданная геометрия рабочей части инструмента формируется холодным

выдавливанием за два перехода. Между операциями выдавливания необходимо

проведение полного отжига в защитной атмосфере для восстановления

пластичности сплава. При изготовлении инструмента из стали 35ХГСА

достаточно одного перехода для полного формообразования рабочей части

инструмента. Оценка наработки на отказ показала что, несмотря на высокую

стойкость стали Х12М к контактному изнашиванию, определенную на

экспериментальных лабораторных образцах, стойкость инструмента имеет

достаточно низкий показатель (порядка 3 тысяч поковок). Отказ инструмента

происходит по причине возникновения приповерхностных трещин в

окрестности крупных карбидных включений в поверхностном слое

инструмента и разрушения его рабочей части. Замена материала на сталь

35ХГСА с упрочненным слоем позволила увеличить стойкость пуансонов

отделочных №№ 171.1461.0003/53, 171.1469.7008/052, 171.1460.4016/064 более

чем в 3 раза.

УДК 621.9.06

ОБОРУДОВАНИЕ ДЛЯ ВЫСОКОЧАСТОТНОЙ ВИБРАЦИОННОЙ

ФРЕЗЕРНО-ГРАВИРОВАЛЬНОЙ ОБРАБОТКИ С ФОРМИРОВАНИЕМ

СПЕЦИАЛЬНОГО МИКРОРЕЛЬЕФА ПОВЕРХНОСТИ

Струтинский В.Б., Перфилов И.В.


«Киевский политехнический институт»,

Киев, Украина

Для реализации процесса высокочастотной вибрационной фрезерно-

гравировальной обработки разработано, изготовлено и апробировано в

производственных условиях специальное технологическое оборудование.

Оборудование включает прецизионный трехкоординатный фрезерный станок.

Станок имеет высокооборотный шпиндельный узел с частотой вращения

10000-60000 об/мин. При обработке использованы консольные (пальцевые)

фрезы малого диаметра (0,2 - 1,0 мм). Обрабатываемая деталь устанавливается

на двухкоординатном вибрационном столе, оснащенном специальными

пьезоприводами. Частота и амплитуда перемещения стола регулируется

специальной мехатронной системой управления, а закон перемещения стола

корректируется по результатам измерений его положения путем введения

173

позиционной обратной связи по положению стола. Полоса рабочих частот

пьезоприводов достигает 25 кГц и выше при амплитудах перемещения стола в

двух взаимно перпендикулярных направлениях до 0,03 мм.

Основным узлом оборудования является разработанный упругий подвес

стола, который обеспечивает его независимое перемещение в двух

направлениях. Подвес представляет собой многозвенный параллелограммный

механизм с упругими шарнирами. Механизм изготовлен в виде одной детали с

применением электроэрозионных методов обработки.

В процессе разработки вибрационного стола обеспечены необходимые

параметры динамической точности позиционирования стола. Это выполнено по

специальной методике средствами мехатронной системы управления. Согласно

разработанной методике задавались траектории перемещения стола в виде

фигур Лиссажу. Номинальной фигурой Лиссажупринят эллипс. Он является

результатом синусоидального перемещения стола в двух взаимно

перпендикулярных направлениях с одинаковой (близкой частотой). Фактически

измеренная траектория перемещения стола несколько отличается от эллипса.

Измеренные отклонения траекторий от эллипса использованы для оценки

динамической погрешности позиционирования стола. В результате обработки

экспериментальных данных определен набор траекторий перемещения стола,

соответствующей номинальной эллиптической траектории. В результате

статистической обработки полученного набора эллиптических траекторий

определены их средние значения и показатели рассеивания. Отклонения

среднего значения траектории от номинального эллиптического контура взяты

в качестве меры систематической составляющей динамической погрешности

приводов. Они использованы для коррекции положения стола в системе ЧПУ.

Случайные составляющие погрешности найдены в результате статистической

обработки положения стола на разных участках эллиптической траектории.

Определены показатели разброса (дисперсия) и закон распределения случайных

динамических погрешностей позиционирования стола.

Проведена опытно-промышленная апробация разработанного

оборудования. В результате обработаны заготовки с получением поверхностей

различного вида. Основными из них являются поверхности с выступами и

канавками циклоидального вида, поверхности с петлеобразными выступами и

впадинами, поверхности в виде пучков канавок и выступов и другие.

В результате фрезерно-гравировальной обработки получены поверхности с

параметрами шероховатостиRa=0,2..4,0 мкм. Глубина канавок на обработанной

поверхности достигала 15 мкм, а длина волн 0,2 мм.

Показано, что фрезерно-гравировальная обработка фрезами малого

диаметра в сочетании с вибрациями заготовки обеспечивает формирование

специального микрорельефа на обработанной поверхности[1,2]. Микрорельеф

имеет статистические закономерности в отношении расположения и

направления микроканавок и микровыступов. Для описания данных

закономерностей предложена методика оценки характеристики регулярного

микропрофиля. Методика включает введение в область обработанной

174

поверхности тензора 2-го ранга, который определяет величину и направление

микроканавок. Главные направления тензора определяют ориентацию канавок,

а тензорный эллипсоид регулярность расположения канавок в определенной

области. Для описания микропрофиля обработанной поверхности использованы

двумерные ряды Фурье. Разработана методика нахождения коэффициентов

рядов по результатам измерений топограммы обработанной поверхности.

Полученная в результате аналитическая модель специального микрорельефа

есть основой для определения его основных характеристик[3,4]. В частности,

определены показатели маслоемкости, конфигурация и число опорных пятен,

изменение микропрофиля при его износе при работе в парах трения.

1. Xinhua Long Active vibration control for peripheral milling processes[Text] /

Xinhua Long, Hao Jiang, GuahgMeng // Journal of Materials Processing

Technology 213 (2013), pp. 660-670.

2. Wadikhaye, S.P. Design of a compact serial-kinematic scanner for high-speed

atomic force microscopy an analytical approach [Text] / Wadikhaye, S.P., Yong,

Y.K, Moheimani, S.O.R. // Published in Micro & Nano Letters, 2012, Vol.7, pp.

309-313.

3. Gwo-Liang Chern, Yuan-Chin Chang Using two-dimensional vibration cutting for

micro-milling [Text] / Gwo-Liang Chern, Yuan-Chin Chang // International

Journal of Machine Tools & Manufacture 46 (2006), pp. 659-666.

4. Elfizy, A.T. Design and control of a dual-stage feed drive [Text] / Elfizy, A.T.,

Bone, G.M., Elbestawi, M.A. // International Journal of Machine Tools &

Manufacture 45 (2005), pp. 153-165.

УДК 621.9.06

МЕХАТРОННЫЕ ШЕСТИКООРДИНАТНЫЕ ПРИВОДЫ

МИКРОПЕРЕМЕЩЕНИЙ, ПОСТРОЕННЫЕ ПО СХЕМЕ УПРУГОГО

МЕХАНИЗМА-ГЕКСАПОДА И ПРЕДНАЗНАЧЕННЫЕ ДЛЯ

ПРЕЦИЗИОННОЙ ФРЕЗЕРНОЙ ОБРАБОТКИ

Струтинский С.В.


«Киевский политехнический институт»,

Киев, Украина

При обработке деталей на фрезерных станках средних типоразмеров

имеют место статические и динамические погрешности формообразования.

Статические погрешности обусловлены особенностями кинематики станка и

геометрии инструмента, а динамические - колебаниями в упругой системе

станка вследствие действия сил резания. Компенсация указанных погрешностей

обработки средствами системы ЧПУ как правило неэффективна. Особенно

сложно компенсировать погрешности на трехкоординатных фрезерных станках,

которые являются наиболее распространенными.

175

Точность обработки деталей на фрезерных станках можно существенно

повысить использовав специальные комплектные приводы микроперемещений

с автономной мехатронной системой управления.

Разработаны специальные мехатронныешестикоординатные приводы

микроперемещений, предназначенные для компенсации статических и

динамических погрешностей обработки [1]. Реализован один из вариантов

привода в виде упруго-деформированной пространственной рамы, которая

отвечает схеме механизма-гексапода. Указанный механизм имеет шесть звеньев

изменяемой длины, которые связывают неподвижное основание,

расположенное на столе станка и подвижную платформу, на которой

размещена обрабатываемая деталь. Звенья изменяемой длины представляют

собой упругие элементы рамы. Звенья изменяемой длины выполнены в виде

плоских пружин, плоскости которых в недеформированном положении

соответствуют граням октаэдра. Края плоских пружин расположены по ребрам

октаэдра. Концы пружин связаны упругими шарнирами с неподвижным

основанием и подвижнойплатформой, на которой устанавливается

обрабатываемая деталь. Платформа имеет шесть степеней свободы и позволяет

перемещать деталь в трех направлениях, соответствующих осям координат и

поворачивать ее вокруг осей координат. Шестикоординатный привод

обеспечивает ограниченные перемещения детали в трех направлениях в

диапазоне ± 0,25 мм и поперечно-угловые перемещения вокруг трех осей в

пределах ± 20 °.

Перемещение платформы осуществляется путем деформации плоских

пружин специальными приводами. Для компенсации статических

погрешностей использованы пневматические сильфонные приводы.

Регулирование давления в полостях сильфонов обеспечивает деформирование

плоских пружин по необходимому закону. Предложены перспективные

варианты приводов для медленных (статических) деформаций плоских пружин

на основе термомеханических приводов. Они имеют вид биметаллических

пластин, установленных на плоских пружинах. При их нагревании происходит

прогиб плоских пружин, а соответственно и изменение их длины [2].

Компенсация динамических погрешностей обработки осуществляется

динамическими приводами деформации плоских пружин. В качестве таких

приводов использованы пьезоэлектрические приводы. Они обеспечивают

динамическую деформацию плоских пружин. Деформация создается при

базовом высокочастотном гармоническом колебательном процессе нагружения

пружин. Необходимые динамические перемещения пружин осуществляются

изменением амплитудно-частотных параметров базового процесса или его

модуляции процессом более низкой частоты.

Шестикоординатный привод микроперемещений имеет мехатронную

систему управления. Одним из ее элементов есть система измерения

деформации плоских пружин.Деформации пружин измеряются

бесконтактными лазерными триангуляционными измерителями перемещений.

Обеспечивается высокая точность измерений (0,2..0,6 мкм). В разработанном

176

шестикоординатном приводе реализованы обратные связи по деформации

плоских пружин, которые однозначно связаны с

пространственнымимикроперемещенияплатформы. Специальные исследования

подтвердили необходимую степень управляемости при перемещениях

платформы деформацией пространственной рамы.

Пространственный привод микроперемещений реализован в качестве

опытного образца. Пространственная рама привода изготовлена из пружинной

стали 65Г с соответствующей термообработкой. Решены технологические

вопросы изготовления пространственной рамы. Проведенные исследования

опытного образца подтвердили надежность его работы и перспективность

использования привода для компенсации погрешностей обработки деталей на

фрезерных станках.

1. Патент України на винахід № 105565. МПК (2014.01) B25J 11/00/

Маніпулятор для просторових переміщень / Струтинський С.В. (UA). -

№а201211479; заявл. 04.10.2012; опубл. 26.05.2014, Бюл. № 10.

2. Струтинський С.В. Просторові системи приводів: Монографія / С.В.

Струтинський, А.А. Гуржій. – К.: Педагогічна думка, 2013. – 492 с.

УДК 621.9.07

ОПРЕДЕЛЕНИЕ ТРЕБУЕМОГО ТЕХНИЧЕСКОГО УРОВНЯ

ПОВОРОТНЫХ СТОЛОВ СТАНКОВ С ЧПУ

Талашко А.В.



Основная проблема проектирования поворотных столов станков с ЧПУ

состоит в определении начальных условий проектирования. Для решения этой

проблемы были собраны и проанализированы технические характеристики 127

поворотных столов (76 ОПС и 51 ДПС) пяти наиболее известных

производителей из разных стран (Япония, Италия, США), на основе чего

получены статистические зависимости основных технических характеристик.

За основной параметр статистических зависимостей был принят диаметр D, мм,

планшайбы стола. Анализ проводился отдельно для ОПС и ДПС [1].

За основные технические характеристики ОПС взяты: общая высота стола

H, мм, вместе с планшайбой; максимальная скорость вращения планшайбы V,

об/мин; горизонтальную Gг, т, и вертикальную Gв, т, грузоподъемности;

моменты фиксации отдельно для пневмопривода Мфп, кНм, и гидропривода

Мфг, кНм; вращающий момент привода поворота Мв, кНм; масса стола Р, т.

Получены следующие зависимости:

- для столов горизонтальной компоновки:

- для столов вертикальной и комбинированной компоновок:

177

- для столов с редуктором:

- для столов с прямым приводом:

За основные технические характеристики для ДПС взяты: высота центров

Hц, мм; максимальная скорость поворота планшайбы Vп, об/мин; максимальная

скорость наклона Vн, об/мин; момент фиксации пневмоприводом поворотной

Mфпп, кНм, и наклонной Mфп

н, кНм, частей; момент фиксации гидроприводом

поворотной Mфгп, кНм, и наклонной Mфг

н, кНм, частей; горизонтальная Gг, т, и

вертикальная Gв, т, грузоподъемности стола; вращающий момент поворотной

части Мв, кНм; масса стола Р, т. получены следующие зависимости:

- для безредукторного привода:

- для редукторного привода: ;

Некоторые основные технические характеристики, такие как скоростные,

моменты фиксации и грузоподъемность, можно определить с использованием

соответствующих коэффициентов, предварительно задавшись одной из них (к

примеру скоростью поворота планшайбы Vп, моментом фиксации поворотной

части Mфп, с учетом типа механизма, и горизонтальной грузоподъемностью Gг).

При этом можно воспользоваться следующими граничными условиями:

Значения коэффициента скорости Kv=Vп/Vн находятся в интервале от 0.664

до 5.422, среднее значение 1.4 – для редукторного привода; и 1.38 – для

прямого привода;

Значение коэффициента фиксации Kф=Мфн/Мф

п принимает значения от

0.833 до 2.502, либо задаются средним значением 1.75 – для пневмопривода; и

1.94 – для гидравлического механизма;

Значение коэффициента грузоподъемности стола KG=Gг/Gв принимает

значения от 0.14 до 3, можно использовать среднее значение 1.64.

Планшайбы столов для станков с ЧПУ одинаковы как для ОПС, так и для

ДПС. Планшайбы малых столов – это планшайбы диаметром D от 100 до 350

мм. Предпочтительные диаметры 200, 250 и 320 мм. Для базирования и

закрепления заготовки имеют центральное отверстие, небольшое количество Т-

образных (2-6) пазов, размером 14Н7 или 12Н7, и некоторое количество

резьбовых отверстий М5, М6 и М8 (до 6). Сочетание пазов и резьбовых

отверстий может быть разным. Планшайбы средних столов – планшайбы с D от

350 до 650 мм. Предпочтительны диаметры 400, 500 и 600 мм. Планшайбы

178

больших столов имеют диаметр D от 800 мм (до 2000 мм). Предпочтительные

диаметры 800, 1000, 1200 мм. Для передачи вращающего момента от стола к

заготовке в столах с резьбовыми отверстиями применяются призматические

шпонки.

Если используется привод с редуктором, то в качестве трансмиссии

используются редукторы с малым числом передач (до трех), но с большим

передаточным числом. Для столов малого диаметра применяются редукторы с

общим передаточным числом до 90 в приводе поворота и до 180 в приводе

наклона. Для столов среднего диаметра – до 180 и до 360 соответственно. Для

столов большого диаметра – до 360 и до 720 соответственно. Часто встречаются

столы с одинаковым передаточным число соответствующему приводу наклона.

1. Интернет-портал «Hass Automation, Inc.» [Электронный ресурс]. – Режим

доступа http://www.haascnc.com.–Дата доступа 06.09.2014

2. Интернет-портал «GANRO Industrial Corp.» [Электронный ресурс]. – Режим

доступа: http://www.goldensun.com.tw.–Дата доступа 18.09.2014

3. Интернет-портал «Kitagawa-NorthTech, Inc.» [Электронный ресурс]. –

Режим доступа http://kitagawa.com.–Дата доступа 02.10.2014

4. Интернет-портал «LCM Italia» [Электронный ресурс]. – Режим доступа

http://lcmitalia.it.–Дата доступа 06.10.2014

5. Интернет-портал «Nikken Kosakusho Europe Ltd - CNC Rotary Tables & NC

Tooling» [Электронный ресурс]. – Режим доступа: http://www.nikken-

world.com.–Дата доступа 30.09.2014

УДК621.793.1

ФОРМИРОВАНИЕ ВАКУУМНО-ПЛАЗМЕННЫХ МУЛЬТИСЛОЙНЫХ

КОМПОЗИЦИЙ ДЛЯ ОСОБЫХ УСЛОВИЙ ЭКСПЛУАТАЦИИ

Фролов И.С.



Вакуумно-плазменное осаждение покрытий [1], как процесс

поверхностного упрочнения деталей, отличается многообразием и широкими

возможностями комплексного использования при создании экономичных,

высокоэффективных композиционных материалов, способных работать в

особых условиях эксплуатации механизмов и машин (воздействие агрессивных

сред, работа в вакууме, воздействие электромагнитного излучения, трение без

смазочного материала и др.). Одним из перспективных направлений развития

данного способа является получение износостойких композиций путем

создания мультислойных систем-покрытий, состоящих из большого количества

слоев, толщина которых составляет несколько периодов кристаллической

решетки. К их числу относятся полосчатые покрытия, представляющие собой

http://www.haascnc.com/

http://www.goldensun.com.tw/

http://kitagawa.com/

http://www.nikken-world.com/en/index

http://www.nikken-world.com/en/index

http://www.nikken-world.com/

http://www.nikken-world.com/

179

чередование мультислойных полос (участков) из износостойкого и

антифрикционного материалов и сочетающие в себе преимущества

мультислойных покрытий постоянного состава и обычных полосчатых

покрытий.

В качестве реализации этого направления была предложена схема

мультислойного ступенчато-полосчатого покрытия типа Сu/TiN-TiN/Cu и

технология получения его в вакууме. Данная технология заключается в том, что

каждую из полос покрытия выполняют путем многократного

последовательного нанесения слоев из износостойкого и антифрикционного

материалов (АМ), при этом из двух любых соседних полос одну наносят,

начиная со слоя АМ, а другую – со слоя износостойкого материала (ИМ).

Толщины слоев из АМ и ИМ выбираются исходя из величины их часового

износа в монослойном полосчатом покрытии. При этом оптимальный диапазон

толщин слоев этих материалов составляет от одной до пяти величин их

часового износа, а для того, чтобы слои из ИМ и АМ в любых соседних полосах

изнашивались одновременно, величина часового износа материалов в слое

покрытия принимается одинаковой для ИМ и АМ.

При толщине слоя менее одной величины часового износа значительно

уменьшается производительность, и покрытие обладает невысокими

механическими свойствами. При толщине слоев из ИМ и АМ более пяти величин

их часового износа происходит формирование столбчатой крупнозернистой

структуры покрытия, характеризующейся низкой адгезией и имеющей склонность

к растрескиванию при механических воздействиях. Это приводит к снижению

износостойкости покрытия.

Толщина h1 первого слоя АМ в полосах, начинающихся с этого материала,

определяется зависимостью h1 = (0,65…0,85)h, где h — толщина всех последующих

слоев АМ (мкм) и обеспечивает превышение слоев АМ над соседними слоями ИМ.

Она определяется, исходя из двух критериев: получения частично-регулярного

микрорельефа поверхности с определенной высотой регулярных микронеровностей

и объема АМ, необходимого как для качественной приработки упрочненной

поверхности в начальный период эксплуатации, так и для стабильного поступления

его в пару трения во время всего срока службы детали.

При толщине первого слоя из АМ более 0,85h объем твердой смазки,

поступающий в пару трения, оказывается недостаточным, что приводит к

схватыванию и заеданию контактирующих поверхностей, сопровождающемуся

частичным разрушением покрытия, особенно при быстром нагружении пары

трения. При толщине первого слоя из АМ менее 0,65h значительно возрастает

расход АМ и уменьшается срок службы упрочненной детали из-за большой

скорости изнашивания покрытия.

При определении величины h1 меньшие значения принимаются для случая

сухого трения, а большие значения – для граничного трения, а также при

жидкостном режиме трения. Полученное значение h1 корректируется таким

образом, чтобы превышение антифрикционных слоев над соседними

износостойкими соответствовало ближайшему значению высоты регулярной

180

микронеровности по ГОСТ 24773-81.

Выполнение каждой из полос покрытия путем многократного

последовательного нанесение слоев из ИМ и АМ значительно снижает скорость

изнашивания по сравнению с монослойным полосчатым покрытием, а

сочетание такого чередования с тем, что из двух любых соседних полос

нанесение одной полосы начинают со слоя АМ, а второй – со слоя ИМ,

обеспечивает формирование ступенчато-полосчатой конструкции покрытия,

которая обладает свойством самовосстанавливаться после изнашивания

каждого слоя покрытия.

Свойство самовосстановления заключается в том, что после изнашивания

первого слоя покрытия (слои из ИМ и АМ изнашиваются практически

одновременно, так как их толщина равна одинаковому числу величин часового

износа) конструкция покрытия остается такой же, как и до изнашивания, только

на месте износостойкого слоя будет антифрикционный слой и наоборот.

В целом, благодаря стабильному поступлению твердой смазки в пару

трения и формированию регулярного микрорельефа на поверхности

упрочненной детали, мультислойное ступенчато-полосчатое покрытие, в

частности предложенное покрытие (Сu/TiN-TiN/Сu)х, обеспечивает

существенное увеличение износостойкости в условиях сухого и граничного

трения. Кроме того, данное покрытие обеспечивает повышение

износостойкости и при трении со смазочным материалом за счет формирования

масляных карманов, образующихся при более быстром изнашивании

антифрикционных слоев и удерживающих смазку в паре трения.

4. Верещака А.С., Третьяков И.П. Режущие инструменты с

износостойкими покрытиями. – М.: Машиностроение, 1986. – 192 с.

УДК 621.01: 658.512

МОДЕЛИРОВАНИЕ НА ТОЧЕЧНОЙ ТКАНИ ПЕРЕДАЧИ СВОЙСТВ

МАТЕРИАЛА ПРИ ТЕХНОЛОГИЧЕСКИХ ВОЗДЕЙСТВИЯХ

Хейфец М.Л.1, Чижик С.А.

2


2) ГНУ «Институт тепло- и массообмена им. А.В. Лыкова НАН Беларуси»,


Для анализа пространственно-временного распределения результатов

технологических воздействий в композиционном материале, рассмотрим его

как распределенную систему. Свойства всякой системы определяются

свойствами элементов, из которых она построена, и организацией связей и

взаимодействий между этими элементами.

В общем случае дискретные модели имеют структуру простых сетей nsN , а

непрерывные модели определяются на непрерывных многообразиях

181

действительного пространства nR , с использованием естественных

«топологических связей» точек-клеток этого пространства. Дискретные модели

ткани определяют на сетевых графах. Задание некоторого графа G означает

задание возможных функциональных связей в множестве клеток-вершин X.

Дальнейший переход от данной структурной схемы G(X) к некоторой модели

ткани Т(X) связан с выбором формы функционального оснащения структурных

элементов графа.

Структура точечной ткани XT на множестве вершин-клеток Х задается

матрицей связей Г, порядок которой равен X . Выделим подмножества Х0, Х+,

Х_, отвечающие разным состояниям вершин,

0, 00 XXXXXXX , и введем векторы-индикаторы этих

множеств: u0, u+, u- соответственно. Порядок каждого из этих векторов равен

X ; отличны от нуля и равны 1 те элементы, например, вектора u0, которые

соответствуют вершинам хХ0 и т. д. В общем случае, как сами множества Х0,

Х+, Х-, так и их индикаторы являются функциями времени , которое считается

дискретным. Вершина х является в возбужденном состоянии источником

возбуждения для всех тех вершин, в которые от нее идут связи.

График функции χ , построенный на множестве 1RX , где множество

1R представляет дискретные моменты времени, называется траекторией

волны возбуждения. Обозначим через ,x множество точек, индикатором

которого служит вектор χ . Тогда траектория распространении возбуждения

представляется объединением множеств ,x для всех моментов времени

существования возбуждения в XT .

Пусть до момента 0 , в XT отсутствует возбуждение, а в начальный

момент внешним воздействием возбуждаются точки множества 0X . Таким

образом последовательно, можно описать последующую миграцию

возбуждения для произвольных начальных множеств 0X .

Волна возбуждения φu для 0 называется фундаментальной,

если 00 xX – одиночная точка Xx 0 и 0 u для 0 .

Фундаментальная волна φ представляет «ответ» среды на локальное

возмущение, которое для точечной ткани есть акт возбуждения одиночной

точки. Понятие фундаментальной волны связано с понятием «порядкового

множества» вершин графа ткани. Если порог покоя 1 , то в каждом такте

фронт фундаментальной волны «окупирует» в графе ткани XT вершины

одного порядка по отношению к начально возбужденной вершине 0x , т. е.

фундаментальное множество ,x есть множество вершин порядка .

Например, в однородных сетях 2sN для 8,6,4,3s ,… вершины

последовательных фундаментальных фронтов ,x располагаются в

соответствии с величинами периметров элементарных контуров.

182

В дискретных моделях точечных тканей, в отличие от континуальных

воспроизводятся в простейшей форме эффекты суммации воздействий. Чтобы

выявить свойства этих эффектов суммации, изучают возможности

распространения возбуждения в простых сетях при разных величинах порога

покоя .

Траектория χ называется конечной, если существует такой конечный

момент времени 0 , что 0χ при 0 и если 0χ при 0 . В этом

случае траектория имеет длительность 0 , если она инициирована в

момент 0 и 00 . Распространение возбуждения называется

вырождающимся при конечной траектории и невырождающимся – в противном

случае.

Если 1 , то для возбуждения любой покоящейся точки в XT

достаточно, чтобы возбудилась только одна из ее соседних точек. Если при

этом граф ткани не содержит поглощающих вершин, т. е. таких, из которых нет

выходящих ребер, то фундаментальное распространение из любой вершины

XT существует и является невырождающимся при неограниченном

множестве Х.

Если 1 , то возникает необходимость изменения определения

фундаментального распространения. Действительно, пусть порог 2 , т. е.

произвольная покоящаяся точка х возбуждается в момент 1 , если в

предыдущий момент возбуждены по меньшей мере две ее соседние по связям

точки. Очевидно, в этом случае возбуждение одиночной точки ткани не

достаточно для создания распространяющейся волны возбуждения.

Поэтому в общем случае 1 фундаментальным называют такое

распространение, которое инициируется начальным возбуждением некоторого

минимального множества точек 0,xΦ , где 10, xΦ .

В сети 23N можно так выбрать две точки, чтобы в следующем такте при

2 они возбудили еще одну точку. Однако здесь никакое большее начальное

множество 0,xΦ не способно создать траекторию длительностью более

одного такта (рисунок 1, а).

В сети 24N и при 2 начальное возбуждение пары диагональных точек

тоже приводит к распространению только на один шаг, но возбуждение k

диагональных точек, принадлежащих одной прямой, вызывает вырождающееся

распространение длительностью 1 k (рисунок 1, б). Увеличить

длительность траектории в 23N и 2

4N невозможно и за счет увеличения

длительностиθ возбуждения каждой точки.

Напротив, сеть 26N в этом отношении существенно отличается от

предыдущих. При 1θ картина распространения в 26N сходна с описанной для

24N . Однако, если 2θ , то от пары соседних точек возбуждение

распространяется 2 такта, а при начальном возбуждении трех точек одного

треугольника (рисунок 1, в) последующая волна возбуждения не вырождается.

183

Таким образом, в сети 26N , совмещая эффекты пространственной и временной

суммации воздействий, можно создать невырождающееся распространение

возбуждения при 2 , однако она теряет это свойство при 3 .

вырождение возбуждения в

23N (а),

24N (б); невырождающаяся волна в

26N при 2 (в),

в 28N при 1 (г)

Рисунок 1 - Формы распространения возбуждения при пороге 2

Сеть 28N , при 2 и 1θ , отлична тем, что в ней можно создать

невырождающееся распространение без использования временной суммации

начальным возбуждением двух соседних точек. При данных начальных

условиях диагональная пара точек этим свойством не обладает, а простая пара

соседних точек – обладает. В последнем случае и при 2 фронт имеет

устойчивую форму и состоит из двух фронтов, содержащих по 4 точки

(рисунок 1, г). Этот случай характерен как пример возможности создания в

однородной изотропной среде неизотропной картины распространения

возбуждения.

184

Таким образом, с позиций теории распределенных систем границу

распространения технологических воздействий интенсивными физическими

полями в композиционном материале – технологический барьер, целесообразно

представить вырождением распространения фронта волны возбуждения, для

определения которого требуется знать необходимые и достаточные условия

невырожденного распространения и топологию связей фронта волны

возбуждения.

УДК 621.793

ИССЛЕДОВАНИЕ ТРИБОТЕХНИЧЕСКИХ СВОЙСТВ ПОКРЫТИЙ ИЗ

МОДИФИЦИРОВАННЫХ ЛИТЫХ БАББИТОВ СФОРМИРОВАННЫХ

ГИБКИМ ИНСТРУМЕНТОМ

Чепиков Е.А., Шелег В.К., Леванцевич М.А.

Белорусский национальный технический университет,


Введение. Для снижения трения скольжения в подвижных сопряжениях,

путем формирования антифрикционных покрытий методом деформационного

плакирования гибким инструментом (ДПГИ), в качестве доноров обычно

используют композиционные материалы, полученные путем спекания

металлических порошков с легирующими добавками графита, дисульфида

молибдена фторопласта и др. [1, 2]. Однако определенный дефицит и

сравнительно высокая стоимость как порошковых материалов, так и самого

процесса спекания, обуславливают необходимость изыскания иных путей

получения композиционных материалов доноров и исследования

эксплуатационных свойств сформированных из них покрытий.

Цель работы заключалась в отработке способа получения

композиционных материалов доноров методом литья в кокиль и изучении

триботехнических свойств сформированных из них покрытий.

Методика исследований. Для проведения исследований был выбран

антифрикционный подшипниковый сплав баббит Б-83. Его плавление с

перегревом до температуры 350 0С осуществлялось в электропечи

сопротивления мод. Snol-1300. Введение легирующих добавок порошков

графита, дисульфида молибдена, наноразмерной алмазнографитной шихты

УДАГ (ТУ РБ 28619110.001-95), производства фирмы «Синта» (РБ), в

количестве 0,6 % от массы расплава осуществляли путем интенсивного

механического замешивания с быстрым охлаждением кокиля. Полученные

отливки использовали в качестве доноров при формировании покрытий

методом ДПГИ. Нанесение покрытий осуществляли проволочной щеткой

диаметром 150 мм, с вылетом и диаметром ворса, соответственно 22 и 0,25 мм.

Линейная скорость вращения щетки составляла 35,0…38,0 м/с. Покрытия

наносили на плоские поверхности дисков–образцов из серого чугуна СЧ-20

(HRC 45…46). После нанесения покрытий дополнительной механической

185

обработки не проводилось. Среднее значение параметра шероховатости Rа

поверхности образцов с покрытиями составляло 0,5…0,6 мкм. Толщина слоя

покрытия не превышала 8…12 мкм.

Сравнительные испытания на трение и изнашивание выполняли на

установке, реализующей трение торцовых поверхностей трех цилиндрических

роликов из не закаленного серого чугуна СЧ-20 по плоской поверхности

вращающегося диска с нанесенным покрытием. Скорость относительного

скольжения трущихся поверхностей составляла 0,3 м/с, удельная нагрузка – 2,0

МПа. Испытания проводились в режиме «сухого» трения, т.е. без смазочного

материала. Продолжительность испытаний каждой пары трения составляла

1 час, что соответствовало пути трения 1000 м.

В ходе испытаний регистрировали коэффициент трения скольжения и

прирост температуры образца и контробразца от начала до завершения

испытаний. Износ роликов и дисков оценивали по величине убыли их массы на

аналитических весах ВЛР-200.

Результаты и обсуждение. Анализ микроструктуры отливок из не

модифицированного и модифицированного порошками графита, дисульфида

молибдена и алмазнографитной шихты УДАГ баббита Б-83 показал, что при

механическом замешивании этих порошков в расплаве их распределение в

объеме отливки не равномерное. Крупные и мелкие включения частиц

порошков распределяются хаотично по объему отливки (рисунок 1. б).

а) б)

Рисунок 1 - Микроструктура отливок из не модифицированного (а) и

модифицированного графитом и дисульфидом молибдена (б) баббита Б-83 (×100)

Результаты сравнительных триботехнических испытаний покрытий,

сформированных методом ДПГИ из не модифицированных и

модифицированных баббитов, показали, что модифицирующие добавки

порошков графита и дисульфида молибдена в принятых концентрациях

улучшают коэффициент трения скольжения и снижают износ трущихся

поверхностей (таблице 1).

186

Таблица 1 - Результаты триботехнических испытаний покрытий,

сформированных методом ДПГИ, из не модифицированных и

модифицированных баббитов Б-83

Наг

рузк

а

Триботехнические

характеристики

Образцы

Диск без

покрытия

Диск с

покрытием из

баббита

Б-83

Диск с

покрытием из

баббита Б83

модифицир.

С+МоS2

Диск с

покрытием

из баббита Б-

83

модифицир.

УДАГ

Наг

рузк

а

2 М

Па

Прирост t 0C ролика 24 23,4 20,6 17

Прирост t 0C диска 12 11 10 8

Коэф. Трения

скольжения, f 0,09 – 0,2 0,08 – 0,18 0,075 – 0,15 0,07 – 0,12

Износ диск Iд Г×10 -3

- 0,25

= - 10,45

- 0,10

= - 10,2

- 0,2

= - 7,85

-0,15 = -

6,15 Износ рол Iр Г×10

-

3

- 10,2 - 10,1 - 7,65 - 6, 0

Лучшие результаты по снижению коэффициента трения скольжения и

износостойкости показало покрытие, сформированное из баббита,

легированного наноразмерной алмазнографитной шихтой УДАГ.

Выводы. При формировании покрытий методом ДПГИ в качестве

материалов доноров можно использовать отливки полученные путем литья в

кокиль с механическим замешиванием в расплаве легирующих добавок из

порошков твердой смазки (графита, дисульфида молибдена, УДАГ и др.). При

этом состав и концентрацию подобных порошков следует выбирать с учетом

функционального назначения покрытия.

1. Леванцевич, М.А. Технологические возможности покрытий, нанесенных

металлическими щетками / М.А. Леванцевич // Вестник ПГУ.– 2003. – Т. 2, №

4. – С. 53-55.

2. Витязь П.А., Леванцевич М.А., Максимченко Н.Н., Бодрых Т.И.,. Степанова

Л.И. Триботехнические свойства тонких металлических покрытий с

наноразмерными наполнителями // Трение и износ. 2004, Т.25, № 6, С.593-601.

УДК 621.01: 658.512

ОПИСАНИЕ СВОЙСТВ КОМПОЗИЦИОННЫХ МАТЕРИАЛОВ ПРИ

АДДИТИВНОМ СИНТЕЗЕ И ОБРАБОТКЕ ПОТОКАМИ ЭНЕРГИИ

Чижик С.А.1, Филатов С.А.

1,Хейфец М.Л.

2

1) ГНУ «Институт тепло- и массообмена им. А.В. Лыкова НАН Беларуси», Минск,

Республика Беларусь


Для изучения явлений пространственно-временного распределения

результатов технологических воздействий при аддитивном синтезе или

187

интенсивной обработке материала потоками энергии следует его рассматривать

с позиции общей теории систем, как систему распределенную. Такой подход

предполагает, что свойства системы определяются как свойствами элементов,

из которых она построена, так и организацией взаимодействий этих элементов.

Для описания свойств композиционного материала в первую очередь

рассматривается распределенная система взаимодействующих элементов в

масштабе технологической среды. Состояние материала и его изменения можно

моделировать на дискретной однородной среде логических функций,

относящихся к классу моделей «непрерывных сред» с дискретными

модификациями.

Для выделения моделей тканей с локальными взаимодействиями точек –

клеток используют название «точечная ткань», поскольку передача

возбуждения здесь осуществляется по принципу «от точки к точке». Точечная

ткань – это множество локально взаимодействующих точек – клеток. Как

модель непрерывной возбудимой среды, точечная ткань является

кинематической моделью и удобна для изучения глобальных свойств

распространения волн возбуждeния без учета динамических эффектов,

присущих реальным технологическим средам.

Дискретные модели ткани определяют на сетевых графах. При

формальном подходе вершинам приписываются некоторые свойства клеток, а

ребрам – свойства передачи некоторых воздействий, влияющих на свойства

вершин-клеток.

В общем случае свойства каждой вершины хХ можно описывать

некоторым множеством состояний Z={z1,…,zm} с указанием:

1) графа переходов Р(Z) в этом множестве состояний;

2) свойств переходов в Р для разных воздействий действующих на данную

клетку х через внутренние или внешние связи;

3) связи состояний ребер-связей, выходящих из х, с состоянием клетки х.

Математическое содержание этих общих формальных отношений может

широко варьироваться. Рассмотрим упрощенную формальную схему процесса

миграции одиночного акта смены состояний клеток. Выделим какую-либо одну

возбудимую клетку и определим ее поведение как поведение конечного

автомата.

Идея метода клеточных автоматов заключается в дискретном описании

реальной системы большим числом составляющих ее элементов – клеток.

Каждая из этих клеток изменяет свое состояние при новом шаге дискретного

времени в зависимости от того, какими были эта клетка и ее ближайшее

окружение прежде.

Процесс возбуждения клетки основывается на понятиях стимула и порога

с выделением состояний: 0z - покоя, z - возбуждения, z - рефрактерности.

Состояние покоя 0z является устойчивым при отсутствии внешних, по

отношению к данной клетке, стимулов, которые обозначим через j , и которые

называются входными. Чтобы совершился переход в возбужденное состояние

188

zz0 необходимо выполнение условия j , т. е. стимул должен превышать

некоторый пороговый уровень , который будем полагать равным единице,

1 .

Возбуждение или переход zz0 при 1j происходит мгновенно, но

затем в состоянии z+ клетка находится конечное время , по истечении которого

автоматически происходит переход в рефрактивное состояние zz . Если –

время жизни клетки в рефрактерном состоянии z , которое является состоянием

невозбудимости клетки, то полный цикл одиночного возбуждения:

00 zzzz длится время m . Этот цикл клетки всегда проходит

по автономной программе и внешней стимуляцией можно регулировать только

момент запуска цикла возбуждения.

В пределе, когда клетка находится под постоянным действием надпорогового

стимула, в конце цикла вместо перехода 0zz сразу осуществляется переход

zz , т. е. новое возбуждение. Возбужденное состояние z отличается от

прочих главным образом тем, что в нем клетка является сама источником

стимулирующего воздействия, которое называется выходным и обозначается j .

Этой упрощенной схеме можно дать графовое отображение ZP , где

zzzZ ,,0 (рисунок 1, а). Пpи дискретном представлении времени удобно

считать целыми длительности и , чтобы в графе ZP состояния z и z

заменить цепочками состояний izzz ,...,1 , mi zzz ,...,1 где i ,

1m (рисунок 1, б). Модификация графа Р(Z) при разбиении на

тактовые подсостояния состояния izzz ,...,10 , где 0i , дает жизненный

цикл клетки 20 m (рисунок 3, в). Состояние клетки в произвольный

момент можно характеризовать вектором zz порядка 1m . Если в

данный момент клетка находится в состоянии k, то kez , т. е. в этот

момент только k-я компонента вектора z равна 1, а остальные – нулю.

Смена состояний за один такт описывается линейным уравнением:

Pzz 1

с матрицей перехода

01...0000

.........

00...0100

00...0010

0...000

0...000

pp

qq

P

,

189

Рисунок 1 - Графы состояний покоя (П), возбуждения (В), рефрактивности (Р)

возбудимой клетки-автомата при упрощенной схеме (а), разбиении состояний

возбуждения ,,1 и рефрактивности },...,1{ m на тактовые подсостояния

(б) и разбиение состояния покоя },...,1{ на тактовые подсостояния (в)

которая является функцией времени PP , что заложено в свойствах

переменных элементов р и q.

Эти элементы выражаются через эпсилон-функцию единичного скачка,

аргументом которой является разность стимула и порога: 1 jp ,

11 jq , т. е. если 1j , то 0,1 qp , а если 1j , то 1,0 qp .

Для описания межклеточных взаимодействий необходимо определить

поведение во времени выходного стимула клетки j . Эту функцию можно

выразить в виде скалярного произведения вектора состояния z с вектором

eea ...1 , который является «индикатором» состояний возбуждения:

za j .

На основании описанной автоматной схемы возбуждения клетки можно

указать стохастические модификации модели возбуждения. В такой

модификации вектор z представляет распределение вероятностей находиться

клетке в каждом из состояний множества Z, а элементы матрицы Р

представляют вероятности переходов между состояниями. Тогда, р –

вероятность перейти в возбужденное состояние при действии стимула j ,

1 jp , где число 1 ;при этом pq 1 . Наиболее общей является

модель, в которой все переходы между состояниями случайны, тогда и

длительности состояний возбуждения и рефрактивности и представляют

190

собой случайные величины. Однако, достаточно содержательной является

модель с детерминированными длительностями и , когда вероятностным

образом определяется только переход zz0 .

Рассмотренные графы состояний возбудимой клетки-автомата (рисунок 1),

в совокупности описывают поведение клеточного автомата технологической

среды при последовательности воздействий в интенсивных физических полях

на операциях обработки потоками энергии и при аддитивном синтезе.

УДК. 621.778.1.07.621.315.2

АЛМАЗНО-АБРАЗИВНАЯ ОБРАБОТКА СЛОЖНОФАСОННЫХ

ПОВЕРХНОСТЕЙ ТЕХНОЛОГИЧЕСКОГО ИНСТРУМЕНТА

Шаронов Г.В., Шитнев К.Т.

Научно-исследовательское учреждение «Институт прикладных физических

проблем им. А.Н.Севченко» БГУ,


Последние достижения в области технологии прецизионной лазерной,

ультразвуковой, механической обработки позволили существенно повысить

производительность и сократить технологический цикл изготовления

сложнофасонного инструмента из сверхтвердых материалов и алмазов. В этой

связи существенно возрастает нагрузка на оборудование алмазно-абразивной

нитиевой доводки, обеспечивающей шлифовку, полировку и финишную

доводку обрабатываемых поверхностей изделий, как наиболее трудоемкую по

времени. Целью настоящей работы является разработка высокоэффективного

оборудования для шлифовки и полировки сложнофасонных поверхностей

технологического инструмента из алмазов, сверхтвердых композиционных

материалов и сплавов повышенной износостойкости для производства

кабельной продукции, металлургии, машиностроения и др.

Технические характеристики:

1) скорость вращения шпинделя -

100-4000 об/мин; 2) изменение угла

наклона шпинделя - 0-90 град;

3) диаметр обрабатываемых

отверстий - 0,2-20 мм; 4) точность

доводки диаметра отверстия - ±1

мкм; 5) потребляемая мощность не

более - 210 Вт; 6) габаритные

размеры станка - 400х180х400 мм;

7) масса - 35 кг; 8) питание от сети

переменного тока - 220 В, 50 Гц

Рисунок 1 – станки для шлифовки и полировки сложнофасонных поверхностей

технологического инструмента( волок, дорнов, фильер, проводок, втулок, дюз,

калибров, направляющих и др.), патенты РБ № 3345,5968

191

Механическая обработка сложнофасонных поверхностей инструментов производится путем проволочного шлифования абразивными алмазными порошками, которые смешиваются со связывающими веществами (касторовое, веретенное и др. масла). В этом случае инструмент - металлическая проволока со свободным алмазным абразивом – плавно охватывает криволинейную поверхность вращающейся детали. В зоне обработки создается эластичный контакт обрабатываемого инструмента с поверхностью проволоки, что обеспечивает высокую полирующую способность и низкую шероховатость обрабатываемой поверхности. Отличительной особенностью процессов обработки абразивно-алмазными инструментами является одновременное участие в работе большого количества абразивных зерен, различная геометрия режущих элементов, широкий диапазон скоростей микрорезания. Для этого метода обработки нами разработаны несколько моделей станков вертикального типа (рисунки 1,2), обеспечивающих сочетание вращательного с наклоном на угол до 45 град. движения инструмента с механическими возвратно-поступательными движениями притира. Основные технические характеристики приведены на рисунках. Притиры изготавливаются из стальных или медных прутков, жгутов, проволоки. Форма и угол заточки притиров выбираются в зависимости от конфигурации и размеров обрабатываемой поверхности инструмента. Малые вес и энергопотребление, широкие функциональные возможности делают эти модели станков наиболее привлекательными для шлифовки и полировки сложнофасонных поверхностей инструментов из сверхтвердых материалов и алмазов. Введение в зону обработки станков (рисунок 1) двух обрабатывающих рабочих инструментов проволок, жгутов и использование одновременно наклонов инструментов и шпинделя обеспечивают высокопроизводительную обработку сложнофассонных поверхностей. Использование в конструкции станка (рисунок 2) привода с шаговым двигателем и червячной парой обеспечивает плавность поворота суппорта и высокую точность задания углов обработки.

Технические характеристики: 1) скорость вращения шпинделя –

0-1000 об/мин; 2) число двойных ходов инструмента в мин. – 0-30; 3) длина хода инструмента в мм. - 30 ± 5; 4) время непрерывной работы - 1 - 99 мин; 5) диаметр обрабатываемых отверстий - 0,05–2,0 мм; 6) точность доводки диаметра отверстия - ±1 мкм; 7) напряжение питания - 220 В, 50 Гц; 8) потребляемая мощность, не более - 35 Вт; 9) габаритные размеры станка - 300 x 100 x 200 мм; 10) габаритные размеры блока управления - 300 x 140 x 250 мм; 11) масса станка - 10 кг; 12) масса блока управления - 5 кг

Рисунок 2 – станок для обработки отверстий фильер диаметром 0,05-2,0 мм,

патент РБ № 5968

192

УДК. 621.787.4

РАЗРАБОТКА МАТЕМАТИЧЕСКИХ МОДЕЛЕЙ И ОПТИМИЗАЦИЯ

ИССЛЕДУЕМЫХ ПРОЦЕССОВ ПОДГОТОВКИ ПОВЕРХНОСТЕЙ

ПЕРЕД НАПЫЛЕНИЕМ ПРИ ИЗГОТОВЛЕНИИ, УПРОЧНЕНИИ И

ВОССТАНОВЛЕНИИ ДЕТАЛЕЙ МАШИН

Шелег В.К.1, Бохан С.Г.

1, Александров В.М.

2

1). Белорусский национальный технический университет


2).Государственное научно-производственное объединение порошковой

металлургии


Цель работы - определение направлений технологического управления

качеством деталей с газотермическими покрытиями на этапе подготовки

поверхностей перед напылением на основе комплексного исследования

технологических параметров процесса ее подготовки с использованием

механической лезвийной обработки, исследования основных закономерностей

формирования геометрических характеристик рельефа поверхности основы для

обеспечения требуемой прочности сцепления покрытия с основным

материалом путем оценки удельной площади их контакта при различных

схемах механической обработки поверхностей основы.

Детали с газотермическими покрытиями формируются на трех

технологических этапах, каждый из которых имеет свои ограничения по

технологическим режимам и влиянию на характеристики изделий в граничной

зоне между покрытием и основным материалом. На первом этапе формируется

поверхность микро- и макрорельеф поверхности основы, которая имеет в

зависимости от метода ее обработки различный рельеф и различную степень

активации. Здесь основным технологическим ограничением являются режимы

обработки основы методом резания либо другим методом обработки. На

втором этапе в процессе напыления образуется физический контакт частиц

напыляемого материала и поверхности основы, их деформация частиц,

обеспечение их лучшего контакта с основой и прилегания к элементам ее

микрорельефа. При этом образуется специфический слоистый слой, состоящий

из деформированных и недеформированных частиц, непосредственно

контактирующий с рельефом основы.

Процесс формирования деталей с газотермическими покрытиями

завершается на третьем этапе, т.е. на операции их окончательной механической

обработки. Здесь окончательно формируется граничная зона между

напыленным покрытием и основой в зависимости от технологических режимов

окончательной обработки напыленного покрытия, которая может также

включать и термическую обработку. Термическое взаимодействие частицы

напыляемого материала с элементами рельефа поверхности основы оказывает

влияние не только на энергетические характеристики (температура, энтальпия)

193

взаимодействующих материалов, но и на изменение условий формирования

адгезионного (или когезионного) их контакта. При этом повышается энергия

активации взаимодействия расплавленной частицы покрытия с компактной

основой, изменяются энергетические и кинетические условия их химического

взаимодействия и, следовательно, прочность их сцепления. При этом процесс

подготовки поверхности основы оказывает решающее влияние на прочность

соединения покрытия и поверхности напыляемой детали.

Оптимизация условий взаимодействия покрытия и поверхности детали

основана на стадийности этого процесса. На первой стадии формируется

рельеф основы с использованием соответствующих методов и режимов

обработки. Здесь в качестве технологических ограничений следует

рассматривать не только получаемые характеристики рельефа поверхности

основы, но и технологические режимы ее обработки, влияющие на

экономические характеристики процесса в целом. Общая схема обработки

поверхности основы с использованием режущего инструмента с различной

геометрией режущей поверхности определит и стойкость инструмента в

процессе обработки, что также является технологическим ограничением и

объектом оптимизации технологического процесса подготовки напыляемой

поверхности.

Одним из наиболее распространенных способов подготовки поверхности

детали перед напылением является нарезка резьбы различного профиля. В

качестве математической модели для оптимизации технологических режимов

подготовки использовались математические зависимости, определяющие длину

контакта напыляемого покрытия с основой в зависимости от подачи и глубины

резания. В качестве целевой функции выбиралась удельная длина контакта

покрытия с основой с использованием двух методов нарезки: инструментом с

угловым профилем и инструментом с круговым профилем режущей части.

Сравнение удельной длины контакта для двух методов подготовки поверхности

компактной подложки показывает, что использование инструмента с угловым

профилем позволяет получить большую площадь контакта покрытия с

основным материалом. Максимальную величину фактической длины их

контакта при изменении глубины профиля рельефа основы от 1 до 3 мм

обеспечивает инструмент с углом в плане от 450

до 600. Наличие

промежуточной площадки между элементами профиля уменьшает фактическую

длину контакта покрытия с основой, однако ее наличие может оказать

положительное влияние на прочность сцепления во время напыления и

последующей обработки, так как в момент удара частицы покрытия о подложку

действующие нормальные составляющие усилия удара частицы обеспечивают

лучшие термодинамические условия для формирования химического и

физического взаимодействия частиц покрытия и основы. Поэтому обработку

поверхности основы следует проводить резцами с угловым профилем с углом в

плане от 450

до 600, при наличии промежуточной площадки до 1 мм и с

подачей, обеспечивающей шаг профиля от 1 до 3 мм. Однако эти полученные

расчетным путем рекомендации не учитывают условия резания для различных

194

материалов. Нами в качестве рассматриваемых материалов основы были

приняты бронза, титановый сплав и нержавеющая сталь. Бронзовые сплавы

имеют хорошие характеристики обрабатываемости, а титановые сплавы и

наржавеющая сталь напротив имеют высокую вязкость и большую прочность.

Поэтому если для бронзовых сплавов возможно использование резцов с

угловым профилем, то для титановых сплавов и нержавеющей стали

оптимальным будет применение резцов с закругленным профилем, что повысит

прочность режущей кромки инструмента за счет более равномерного

распределения по его поверхности усилия резания. Кроме этого оптимальной

схемой обработки высокопрочных материалов будет нарезание кольцевых

канавок на поверхности основной детали, что позволит исключить влияние

продольного усилия резания на стойкость инструмента. Для обработки

бронзовых сплавов возможно использование продольной подачи, что повысит

производительность обработки без существенного снижения стойкости

инструмента.

Результаты проведенных расчетов показывают, что для наиболее полного

обеспечения качества деталей с газотермическими покрытиями необходимо

использование технологических методов управления параметрами процессов на

этапе подготовке поверхности основной детали перед напылением. Важнейшим

показателем качества деталей с газотермическими покрытиями является

прочность сцепления покрытия и основы, так как все остальные свойства таких

деталей не будут иметь значения, если покрытие прочно не удерживается на на

основе, что в свою очередь во многом определяется методом и качеством

подготовки поверхностей подложки. Результаты, полученные ранее с помощью

разработанной физической модели, алгоритма и методики оценки параметров

прочности сцепления путем расчета энергии взаимодействия их атомов по-

зволили установить временную связь между операциями подготовки

поверхности основы и напылением покрытия. Для создания оптимальных

условий их контакта следует минимизировать время до 1 мин. между

обработкой резанием поверхности основы и последующим напылением

покрытия, что позволит обеспечить образование между ними прочных связей

/1/. Ранее нами были установлены реальные возможности технологического

управления формированием выбранных геометрических параметров рельефа

поверхности основы упрочняемых деталей в процессе ее обработки резанием.

Эти возможности могут быть реализованы рациональным выбором геометрии

режущего инструмента и режимов обработки поверхностей основы.

Максимальную величину фактической длины контакта основы и напыленного

покрытия при изменении глубины профиля рельефа компактной подложки от

1 до 3 мм обеспечивает инструмент с углом в плане от 450 до 60

0 (рисунок 1).

Обработку поверхности детали перед напылением следует проводить

резцами с угловым профилем с углом в плане от 450

до 600, при наличии

промежуточной площадки до 1 мм и с подачей, обеспечивающей шаг профиля

от 1 до 3 мм. Для обработки вязких и прочных материалов, таких как титановые

сплавы и нержавеющие стали следует использовать резцы с радисным

195

Рисунок 1 - График зависимости фактической длины контакта компактной

подложки и пористого материала Lm при изменении его глубины профиля h и

при фиксированной ширине площадки между элементами профиля l2 = 2 мм

профилем режущей кромки для повышения их стойкости. Обработку следует

проводить инструментом с радиусом профиля 2...3 мм шириной площадки

между элементами профиля 1…2 мм.

1. Шелег В.К., Бохан С.Г., Присевок А.Ф. Математическое моделирование

физических процессов в зоне контакта «покрытие-основа». - Вестник

Полоцкого государственного университета, серия С, №10, 2006, с.2-12.

УДК 621.941.1

ОПТИМАЛЬНЫЕ ПАРАМЕТРЫ КОЛЕБАТЕЛЬНОГО ДВИЖЕНИЯ

ПРИ ТОЧЕНИИ С АСИММЕТРИЧНЫМ ЦИКЛОМ КОЛЕБАНИЙ

ИНСТРУМЕНТА

Шелег В.К., Данильчик С.С.



С целью управления стружкодроблением при токарной обработке и

получения необходимых точности и шероховатости обработанных

поверхностей был использован метод точения с асимметричными колебаниями

инструмента, направленными вдоль оси вращения заготовки [1]. Точение с

асимметричными колебаниями инструмента заключается в том, что на подачу

инструмента накладываются дополнительные негармонические колебания с

196

частотой f и амплитудой А, цикл которых характеризуется коэффициентом

асимметрии:

b

a ,

где a и b – части оборота заготовки, соответствующие прямому (врезание) и

обратному (отвод) ходу инструмента.

Колебания инструмента обеспечивают периодическое изменение толщины

среза от минимального до максимального значения, и вновь до минимального,

при котором происходит перерезание или переламывание стружки. Точение с

асимметричными колебаниями инструмента целесообразно проводить на

минимальной амплитуде колебаний, что позволяет получить наилучшие

параметры обработки по величине гребешков шероховатости и максимальной

силе сопротивления резанию. Установлено, что наименьшая амплитуда

колебаний A, необходимая для достижения эффекта дробления стружки, будет

тогда, когда отношение частоты колебаний инструмента f к частоте вращения

заготовки n подчиняется равенству

1

1z

n

f,

где z – число полных циклов колебаний инструмента за один оборот заготовки.

При других значениях отношения для обеспечения дробления стружки

необходимо увеличивать амплитуду колебаний. Для точения с минимальной

амплитудой инструменту сообщают колебания с периодами врезания а и отвода

b, равными:

1)1(

za ,

1)1(

1

zb .

Поскольку элементы стружки формируются и отрезаются за один цикл

колебательного движения инструмента, то их длину lстр при обработке

заготовки диаметром d можно рассчитать по формуле:

lK

dcl

стр

,

где с – часть оборота заготовки, приходящаяся на цикл колебаний инструмента,

Kl – коэффициент продольной усадки стружки.

Число циклов колебаний инструмента за один оборот заготовки является

величиной, обратной величине цикла колебаний с. Поэтому в зависимости от

требуемой ориентировочной длины элементов стружки lстр число полных

циклов колебаний z может быть найдено с последующим округлением до

целого значения по формуле

197

lKl

dz

стр

.

При расчете числа z следует исходить из того, что оптимальной считается

стружка в виде элементов длиной 30 – 150 мм [2].

Выбор коэффициента асимметрии цикла колебаний инструмента

основывается на параметрах шероховатости поверхности, которые необходимо

получить. Результаты исследования свидетельствуют о том, что шероховатость

поверхности, обработанной точением с асимметричными колебаниями

инструмента, может быть уменьшена по сравнению с шероховатостью

поверхности, полученной после вибрационного точения с гармоническими

колебаниями (ξ=1). Так, при точении с коэффициентом асимметрии ξ=1/4 в

рассматриваемых пределах режимов резания шероховатость уменьшается на

25-30%. При определенных режимах резания точение с коэффициентами ξ<1

позволяет получать шероховатость поверхности, соответствующую чистовой

обработке (Ra= 2,5-3,2 мкм). В связи с этим, для чистовой и получистовой

обработки с шероховатостью поверхности не более Ra 5 мкм рекомендуется

использовать колебания инструмента с коэффициентом асимметрии ξ=1/4. При

использовании колебаний с коэффициентом асимметрии ξ>1/4 для получения

данной шероховатости следует уменьшать подачу инструмента, что приведет к

потере производительности. Для точения с получением шероховатости

поверхности Ra 6,3 мкм наиболее оптимальным коэффициентом асимметрии

цикла колебаний инструмента является ξ=1/3. Черновое точение или точение

деталей, шероховатость обработанных поверхностей которых выше Ra 6,3 мкм,

следует производить с коэффициентом асимметрии цикла колебаний ξ=4.

Точение с данным коэффициентом асимметрии обеспечивает наименьший

износ инструмента.

1. Данильчик, С.С. Кинематика точения с наложением асимметричных

колебаний инструмента/ С.С. Данильчик, В.К. Шелег// Наука и техника.

2013. - №4. – С.16-21.

2. Вульф, А.М. Резание металлов / А.М. Вульф. – 2-е изд. – Л :


УДК 621.9

РАЗВИТИЕ МИРОВОГО РЫНКА СТАНКОСТРОИТЕЛЬНОЙ

ПРОМЫШЛЕННОСТИ

Якимович А.М., Карабанюк И.А.

Белорусский Национальный Технический Университет


Ежегодно ведущие страны-производители и потребители в

машиностроении отправляют отчетные данные в статистические центры для

сравнительного анализа и подведения итогов на рынках торговли

198

оборудованием. Когда это необходимо, специалисты исследовательской группы

разрабатывают оценку, основанную на информации из ряда источников, в том

числе данные импорта и экспорта из торговых партнеров страны,

предоставившей информацию. При расчете мировых итогов выявляются топ-20

стран в сфере потребления и производства, на которых приходится порядка

95% от мировой торговли. Это позволяет судить о состоянии рынка по

сравнительно небольшому числу представителей, составлять прогнозы на

следующий год и выявлять тенденции развития. Также следует учесть

немаловажный факт: статистические центры собирают информацию о широком

спектре оборудования, включающем металлорежущие станки(фрезерные,

протяжные, обрабатывающие центры и тд.) и оборудование для обработки

металлов давлением(штампы, гибочные станки, пресса и тд.)

Рынок мирового машиностроения незначительными темпами снижался

несколько лет подряд. Так, после роста в 2010 и 2011 годах, мировое

потребление станков сократилось в последующих 2-х годах. В 2013 году темп

сокращения мирового потребления был немного выше, чем в 2012 (-8,5%

против -6,1%). В 2012 году мировое производство снизилось на 1,8%.

Сокращение производства происходило значительно медленнее, чем

сокращение потребления в 2012 году. Это была очень необычная ситуация для

темпов изменения производства и потребления, ведь они существенно

отличались друг от друга. Но медленное сокращение производства привело к

перепроизводству станков в 2012 году, что вызвало весьма существенное

снижение цен станков в 2013 году.

В 2013 году спрос и предложение пришли в лучший баланс.

Производство снизилось несколько более быстрыми темпами (-9,8%), чем

потребление в прошлом году. Таким образом, к концу 2013 года, цены станков

и сложного оборудования стали более высокими в сравнении с концовкой 2012.

По результатам исследований и расчетов был получен рейтинг 10-ти

лучших стран-производителей [1].

199

Также, на основании предоставленных отчетов были выявлены ведущие

мировые производители станков и станочных систем, а также их

комплектующих[2]. Ими стали:

1) Trumpf (Германия)

3) Amada (Япония)

5) Komatsu (Япония)

7) DMG Mori Seiki Co. Ltd (Япония)

9) Jtekt (Япония)

11) MAG (США)

13) Doosan (Южная Корея)

15) GF Mach’g Solutions (Швейцария)

2) Shenyang Group (Китай)

4) DMGT (Китай)

6) DMG Mori Seiki A.G. (Германия)

8) Schuler (Германия)

10) Okuma (Япония)

12) Makino (Япония)

14) Haas (США)

1. Интернет-портал «Machine tool scoreboard» [Электронный ресурс]. Режим

доступа: http://www.metalworkinginsider.info – Дата доступа 10.02.2015.

2. Интернет-портал «Gardner research» [Электронный ресурс]. Режим доступа:

http://www. gardnerweb.com/research – Дата доступа 10.02.2015.

http://www.metalworkinginsider.info/

Documents

«Перспективные направления развития ......2015/04/08 · Шелег В.К., Данильчик С.С. Оптимальные параметры колебательного