авторефераты диссертаций БЕСПЛАТНАЯ БИБЛИОТЕКА РОССИИ

КОНФЕРЕНЦИИ, КНИГИ, ПОСОБИЯ, НАУЧНЫЕ ИЗДАНИЯ

<< ГЛАВНАЯ
АГРОИНЖЕНЕРИЯ
АСТРОНОМИЯ
БЕЗОПАСНОСТЬ
БИОЛОГИЯ
ЗЕМЛЯ
ИНФОРМАТИКА
ИСКУССТВОВЕДЕНИЕ
ИСТОРИЯ
КУЛЬТУРОЛОГИЯ
МАШИНОСТРОЕНИЕ
МЕДИЦИНА
МЕТАЛЛУРГИЯ
МЕХАНИКА
ПЕДАГОГИКА
ПОЛИТИКА
ПРИБОРОСТРОЕНИЕ
ПРОДОВОЛЬСТВИЕ
ПСИХОЛОГИЯ
РАДИОТЕХНИКА
СЕЛЬСКОЕ ХОЗЯЙСТВО
СОЦИОЛОГИЯ
СТРОИТЕЛЬСТВО
ТЕХНИЧЕСКИЕ НАУКИ
ТРАНСПОРТ
ФАРМАЦЕВТИКА
ФИЗИКА
ФИЗИОЛОГИЯ
ФИЛОЛОГИЯ
ФИЛОСОФИЯ
ХИМИЯ
ЭКОНОМИКА
ЭЛЕКТРОТЕХНИКА
ЭНЕРГЕТИКА
ЮРИСПРУДЕНЦИЯ
ЯЗЫКОЗНАНИЕ
РАЗНОЕ
КОНТАКТЫ


Pages:     | 1 || 3 | 4 |

«ВЫСОКОЭФФЕКТИВНЫЕ ТЕХНОЛОГИИ ПРОЕКТИРОВАНИЯ, КОНСТРУКТОРСКО-ТЕХНОЛОГИЧЕСКОЙ ПОДГОТОВКИ И ИЗГОТОВЛЕНИЯ САМОЛЕТОВ Материалы ...»

-- [ Страница 2 ] --

Таблица Технические характеристики станков для обработки алюминия Модель станка Технические параметры 650/250-T4 DMC125UdB DMF500 DMU80mB Перемещения по осям Х 6500 1250 5000 Y 2500 1000 920 Z 1000 1000 820 Скорость рабочей подачи, мм/мин 50000 60000 20000 Скорость быстрого перемещения, 50 60 м/мин (100 по Х) Точность позиционирования, мм 0,020 0,010 0,015 0, Наибольшая частота вращения 24000 24000 18000 шпинделя Мощность главного привода S1 72 19 25 Наибольший крутящий момент 62 82 87 шпинделя S Обработка плоскостей. Торцевое фрезерование. Стратегия обработки, тип торцевой фрезы и режимы резания определяются следующими факторами:

припуском на обработку, габаритами детали, заданной шероховатостью. Если припуск не превышает 2-2,5 мм для крупногабаритных деталей и 5 мм для средне- и малогабаритных деталей, то первым выбором является специализиро ванная торцевая фреза с настраиваемыми по высоте сменными многогранными пластинами (СМП). Оптимальный диаметр режущей части фрезы Dc для фре зерных обрабатывающих центров, используемых для обработки мало- и сред негабаритных деталей, составляет 63-80 мм, для крупногабаритных станков – 100-125 мм.

На сегодняшний день достигнута производительность для фрез с диамет ром 100-125 мм 2500 см3/мин и для фрез с диаметром 63-80 мм 1800 см3/мин.

Следует отметить, что с использованием зачистных пластин достигнута шеро ховатость Ra=0,2.

В настоящее время проводятся испытания указанных фрез с пластинами из алмаза и кубического нитрида бора. Цель испытаний – повышение произво дительности за счт повышения скорости резания и снижения энергозатрат на единицу удаляемого материала. Также выполняется предварительная оценка стойкости сменных пластин для последующей оценки экономической эффек тивности.

При удалении значительных массивов материала наиболее эффективны концевые фрезы с СМП с позитивной геометрией (угол наклона режущей кромки 20°). На крупногабаритных станках при применении фрезы диамет ром 80 мм достигнута производительность 5760 см3/мин при стойкости мин. Опытные работы продолжаются с целью дальнейшего повышения произ водительности за счт применения пластин из алмаза и кубического нитрида бора. Кроме того, можно прогнозировать повышение качества поверхности.

Следует заметить, что шероховатость поверхности при обработке данными фрезами хуже, чем при использовании торцевых фрез. К тому же зафиксирова на повышенная волнистость поверхности. Производится е численная оценка и устанавливаются основные факторы влияния.

В некоторых случаях конструкция детали предусматривает продольные рбра в сочетании с плоскостями. Радиусы сопряжения между ребром и плос костью равны 2, 3 или 4 мм. В этом случае концевые фрезы с СМП не имеют альтернативы, так как позволяют использовать сменные пластины с радиусами на торце до 6,4 мм.

Разгрузка карманов и контурная вырезка. Данная операция вносит ос новной вклад в машинное время обработки детали. Операция выполняется кон цевыми фрезами с СМП диаметром 32 и 40 мм. Достигнута производительность 3000 см3/мин. Основные усилия при проведении опытных работ сосредоточены на определении областей стабильного резания при помощи модального анализа технологических систем. Первые результаты свидетельствуют о том, что дос тижение максимальной производительности в лабораторных условиях не всегда подтверждается при серийном изготовлении деталей. Экстремальные нагрузки оказывают негативное влияние не только на инструмент, но и на станок.

Дополнительную информацию предполагается получить с помощью при бора для диагностики станков типа Renishaw QC20-W ballbar. Он позволяет формировать так называемую историю станка, регистрируя изменения его па раметров при эксплуатации на определнных режимах резания.

При обработке средне- и малогабаритных деталей, а также карманов ма лого размера в крупногабаритных деталях применяются фрезы с СМП диамет ром 25 мм и цельнотврдосплавные фрезы диаметром 16 и 20 мм со стружкоде лительными канавками. Несмотря на то что силы резания при использовании указанных фрез ниже, чем для фрез с СМП 32 и 40 мм, тем не менее, во время испытаний были зафиксированы кратковременные перегрузки станков. Достиг нутая на данный момент производительность для фрезы со стружколомными канавками диаметром 16 мм при обработке составляет 800 см3/мин.

Дополнительным объектом исследования являются патроны для закреп ления цельнотврдосплавных фрез. Как показали исследования, тип патрона оказывает значительное влияние на динамику фрезерования.

При обработке глубоких карманов, часто встречающихся в авиационных деталях, применяются различные типы инструментальных наладок. Это конце вые фрезы с СМП со встроенным демпфером, цельнотврдосплавные фрезы сверхдлинного исполнения и сменные тврдосплавные головки с различными типами удлинителей. Следует отметить, что фрезы с СМП со встроенным демпфером применяются как черновые инструменты, за исключением обработ ки плоскостей, а цельнотврдосплавные фрезы и сменные тврдосплавные го ловки являются универсальными инструментами.

Окончательный выбор оптимального инструмента для обработки глубо ких карманов будет сделан после получения полных данных по стойкости фрез и выполнения расчта экономической эффективности.

Обработка авиационных деталей из титановых сплавов. Основными титановыми сплавами, применяемыми в настоящее время для изготовления авиационных деталей, являются ВТ20 и ВТ22. К типовым деталям из титана можно отнести шпангоуты, балки, нервюры, лонжероны, пояса (рис. 4 и 5).

Аналогично деталям из алюминия они подразделяются по габаритным разме рам.

а) б) Рис. 4. Авиационные детали из титана: а – балка;

б – кронштейн Для обработки крупногабаритных деталей на предприятии применяются следующие станки: пятикоординатные обрабатывающие центры DMG DMU200P, TOS FFQ100KR/A4, FSQ100SR/A2, обрабатывающие центры с сис темой координат 3+2 TOS FFQ100OR/A4, FSQ100OR/A3. Для деталей средних и малых размеров используют трехкоординатные фрезерные обрабатывающие центры ZPS MCFV 1260, MCFV 1680, MCFV 2080.

Основные характеристики некоторых станков приведены в табл. 2.

Наибольшую трудомкость имеют детали, изготавливаемые из поковок и плит. Также как и для алюминиевых деталей, основной вклад в трудомкость вносит черновая обработка. Рассмотрим основные операции чернового фрезе рования.

а) б) Рис. 5. Авиационные детали из титана: а – нервюра;

б – кронштейн Таблица Технические характеристики станков для обработки титана Модель станка Технические параметры FSQ100OR/ FFQ100KR/ DMU20 MCFV A3 A4 0P Перемещения по осям Х 3000 4000 2000 Y 1000 1000 1800 Z 1400 1400 1100 Скорость рабочей подачи, мм/мин 5000 20000 20000 Скорость быстрого перемещения, 10 20 60 м/мин Точность позиционирования, мм 0,020 0,020 0,010 0, Наибольшая частота вращения 2500 4000 6300 шпинделя Мощность главного привода S1 27 30 32 Наибольший крутящий момент 1200 900 1000 шпинделя S Обработка плоскостей. Торцевое фрезерование. Для обработки базо вых плоскостей с заданной шероховатостью не хуже Ra 3,2 оптимальным вы бором является торцевая фреза с углом в плане 45°. При использовании зачист ной пластины достигнута шероховатость Ra 0,2. Диаметр фрезы определяется параметрами станка и габаритами заготовки. Для фрезы диаметром 80 мм дос тигнута производительность 72 см3/мин для сплава ВТ20 и 57 см3/мин для сплава ВТ22. Стойкость инструмента при обработке составляет не менее минут.

При необходимости удаления больших массивов материала применяется фреза, работающая в режиме обработки с большой подачей – High Feed Machin ing (HFM). Для инструмента данного типа диаметром 82 мм достигнута произ водительность 115 см3/мин при стойкости 135 минут при обработке сплава ВТ20 на станке MCFV 1680. Относительно высокая стойкость при обработке титана свидетельствует о том, что данный показатель не является предельным для фрезы и ограничен возможностями конкретного станка.

Следует иметь в виду, что фрезы HFM применяются только для черновой обработки. Обработанная ими поверхность имеет очень высокую шерохова тость. Следовательно, необходимо планировать припуск под окончательную обработку другим инструментом.

Применение фрез HFM является одним из оптимальных решений про блемы обработки титановых деталей с большим вылетом (для обработки алю миниевых сплавов данный тип фрез не применяется). Основная составляющая силы резания в отличие от классической схемы направлена вдоль оси шпинде ля, что уменьшает отжим инструмента и вибрации при обработке.

Наряду со специализированными фрезами HFM, в режиме резания с большой подачей используются фрезы с круглыми пластинами. Успешно вы полнен комплекс опытных работ, позволивших определить оптимальную стра тегию обработки и режимы резания. Проигрывая фрезам HFM в производи тельности, фрезы с круглыми пластинами имеют важное преимущество. Они позволяют обрабатывать поверхность окончательно. Максимальный эффект применения данных фрез достигнут при обработке поверхностей, выходящих на обвод самолета.

Обработка карманов и пазов. Операция разгрузки карманов в авиаци онных деталях из титановых сплавов вносит решающий вклад в машинное вре мя обработки деталей, как и в случае деталей из алюминиевых сплавов. Экс тремальные условия работы инструмента отрицательно сказываются на его стойкости и увеличивают технологическую себестоимость.

Проведнные тесты показали, что оптимальным выбором для выполнения данной операции являются фрезы из быстрорежущей стали с волнообразной режущей кромкой. Этот тип фрез обеспечивает стабильное резание даже при использовании на станках, не обладающих высокой жсткостью, и хороший процесс эвакуации стружки. На данный момент производительность для фрез диаметром 40 мм составляет 100 см3/мин при обработке титанового сплава ВТ20 и 80 см3/мин при обработке сплава ВТ22. Средняя стойкость при этом со ставляет 100 минут. Наряду с диаметром 40 мм для обработки карманов малых размеров применяются фрезы диаметрами 32 и 25 мм. Важным преимуществом данного типа фрез является работа в полный паз с осевой глубиной резания, равной диаметру режущей части инструмента Dc. Это выгодно отличает их от длиннокромочных фрез с СМП типа кукуруза. В настоящее время продолжают ся работы по оптимизации стратегии разгрузки этими фрезами карманов раз личной формы.

При разгрузке карманов в маложстких деталях (рис. 5,а), а также при ра боте с большим вылетом инструмента (4Dc) применяется технология фрезеро вания HFM c использованием фрез с круглыми пластинами. Аналогичная тех нология применяется и при контурной обработке деталей сложной формы (рис.

5,б). При этом возможность формирования модульных наладок с различным вылетом является одним из важных факторов повышения производительности.

Такая возможность появляется при использовании системы закрепления инст румента Capto. Разделение припуска на обработку между несколькими налад ками разной длины с соответствующей корректировкой режимов резания по зволяет не только повысить производительность обработки, но и оптимизиро вать применение инструмента.

Альтернативным решением при обработке карманов и пазов с большим вылетом является применение фрез с СМП со встроенным демпфером.

Технология черновой разгрузки карманов малых размеров, включая глу бокие, базируется на цельнотврдосплавных фрезах со стружколомными канав ками и сменных тврдосплавных головках.

Обработка наружного контура. Крупногабаритные авиационные детали из титановых сплавов типа лонжерон, шпангоут и балка включают операцию черновой обработки наружного контура, которая вносит значительный вклад в общую трудомкость машинного времени. Первым выбором являются длинно кромочные фрезы с СМП диаметром от 50 до 84 мм. Выбор оптимального ди метра фрезы зависит от геометрии детали, жсткости станка, крутящего момен та и мощности шпинделя. Идеальный вариант, когда длина режущей части фрезы позволяет обработать контур за один проход по высоте. Однако часто такой вариант невозможно реализовать ввиду ограниченных возможностей оборудования. В этом случае решением может быть внесение изменений в кон струкцию фрезы: изменение числа зубьев, угла спирали, типа крепления, диа метра.

Достигнутая на сегодняшний день средняя производительность для фре зы диметром 66 мм при обработке на станке MCFV1680 деталей из сплава ВТ составляет 260 см3/мин. При этом пиковая производительность на отдельных участках составляла 407 см3/мин. Данный показатель не является предельным, о чм свидетельствует зафиксированная стойкость – 248 минут.

Перспективным направлением повышения производительности является применение подачи СОЖ через инструмент под высоким давлением (80 бар).

Эту опцию имеют современные обрабатывающие центры, ориентированные на обработку титана и других труднообрабатываемых материалов. Желаемый эф фект можно получить, если режущий инструмент также ориентирован на при менение подачи СОЖ под высоким давлением, т.е. имеет специальные каналы соответствующего сечения и формы или оснащается комплектом сменных фор сунок.

Работы по высокопроизводительному фрезерованию титановых сплавов с подачей СОЖ под высоким давлением запланированы в ИрГТУ на обрабаты вающем центре DMU80P dB. Ожидаемый эффект – повышение скорости реза ния при черновом фрезеровании и повышение стойкости инструмента.

УДК 621.9. РАЗРАБОТКА КОНЦЕВЫХ ФРЕЗ ДЛЯ ВЫСОКОПРОИЗВОДИТЕЛЬ НОЙ ОБРАБОТКИ АВИАЦИОННЫХ ДЕТАЛЕЙ В УСЛОВИЯХ ИРКУТСКОГО АВИАЦИОННОГО ЗАВОДА Д.С.Никулин ОАО «Научно-производственная корпорация «Иркут»

А.В.Савилов Национальный исследовательский Иркутский государственный технический университет Повышение производительности обработки авиационных деталей достигается за счт при менения прогрессивного режущего инструмента, в первую очередь, концевых фрез. В рамках проекта «Разработка и внедрение комплекса высокоэффективных технологий проектирова ния, конструкторско-технологической подготовки и изготовления самолета МС-21» выпол няется разработка конструкции и технологии изготовления концевых быстрорежущих и тврдосплавных фрез для черновой и чистовой обработки деталей на станках с ЧПУ. Разра батываются фрезы для обработки титановых и алюминиевых сплавов, поскольку эти мате риалы составляют основной объем в механообработке деталей основных изделий авиацион ных предприятий. Основное количество разрабатываемого инструмента предназначено для черновой обработки алюминиевых сплавов. Наибольшей популярностью пользуются фрезы со стружкоделительными канавками, а также поверхностью, выполненной в виде волны.

Выполняется разработка фрез с волнообразной режущей кромкой из порошковой быстроре жущей стали и твердого сплава для черновой обработки титана. Благодаря волнообразной передней поверхности при резании каждый зуб фрезы меняет направление, величину накле панного слоя и остаточных напряжений. Постоянно изменяющийся угол наклона зуба по длине режущей кромки и, как следствие, изменение передних углов плоскости схода струж ки приводят к изменению величины и направления сдвиговых деформаций срезаемого мате риала.

Ил. 14.

Ключевые слова: концевые фрезы;

геометрия режущей части фрез;

тврдый сплав;

порош ковая быстрорежущая сталь;

волновая режущая кромка;

стружкоделительные канавки;

авиационные детали;

чистовое фрезерование титана и алюминия;

черновое фрезерование титана и алюминия.

Одной из существенных статей затрат на обработку деталей являются расходы на режущий инструмент. Для их снижения изготовление наиболее ши роко используемого инструмента целесообразно выполнять силами инструмен тального производства завода. В связи с этим в рамках проекта выполняется разработка конструкции и технологии изготовления концевых быстрорежущих и тврдосплавных фрез для черновой и чистовой обработки деталей на станках с ЧПУ. Целью работы является повышение экономической эффективности из готовления авиационных деталей за счт снижения затрат на режущий инстру мент и уменьшения машинного времени путем оптимизации его конструкции на основе анализа результатов испытаний, проводимых как на тестовых образ цах, так и непосредственно на реальных деталях. Также важным фактором яв ляется сокращение времени, прошедшего от заказа инструмента производством до его поставки на рабочие места.

Работа реализуется в двух направлениях. Во-первых, разрабатываются фрезы для обработки титановых и алюминиевых сплавов, поскольку эти мате риалы составляют основной объем в механообработке деталей основных изде лий завода. Во-вторых, запланирована работа по проектированию и разработке технологии изготовления фрез для обработки высокопрочных конструкцион ных и нержавеющих сталей, как наиболее проблемных по обрабатываемости материалов. Одним из путей развития в данном направлении является приобре тение ИрГТУ установки для нанесения ионно-плазменного защитного покры тия, которое запланировано в 2012 году.

Разработка конструкции инструмента выполняется на основе анализа ми рового инструментального рынка по вышеуказанным направлениям, а также опыта обработки авиационных материалов зарубежными производителями авиатехники, такими как Boeing и Airbus.

Исходными данными для проектирования фрез для обработки алюминие вых сплавов являются механические свойства обрабатываемых материалов и параметры имеющегося станочного парка. В частности – максимальная частота вращения шпинделя до 28000 об/мин;

подача стола до 60000 мм/мин;

класс ба лансировки по ISO 1940/1 G2.5.

Обзор конструкций разработанного инструмента Основное количество разрабатываемого инструмента предназначено для черновой обработки алюминиевых сплавов. Здесь наибольшей популярностью пользуются фрезы со стружкоделительными канавками (рис. 1,а,б) и поверхно стью, выполненной в виде волны (рис. 1,в). Максимальный диаметр данных фрез 25 мм.

а) б) в) Рис. 1. Черновые фрезы для обработки алюминиевых сплавов: со стружкоделительными канавками разной геометрии (а) и (б) и с волнообразной кромкой задней поверхности (в) Покупные фрезы с затылованной волнообразной задней поверхностью хорошо зарекомендовали себя при обработке авиационных деталей, но, к сожа лению, существующий парк оборудования ИАЗ не позволяет изготавливать та кие конструкции из твердого сплава, поэтому на первом этапе приоритет был отдан фрезам со стружкоделительными канавками.

Для чистовой обработки спроектированы двух- и трехзубые фрезы клас сической конструкции (рис. 2,а, б). Каждая из этих фрез имеет свою область применения. На текущий момент фрезы данных конструкций спроектированы, изготовлены и успешно испытаны.

Следует отметить, что как для фрез, предназначенных для обработки алюминия, так и для фрез, применяемых для обработки других авиационных материалов, используется главный критерий оценки работоспособности – про изводительность (измеряемая в см3/мин) не ниже аналогов ведущих мировых производителей при экономически приемлемой стойкости.

а) б) Рис. 2. Фрезы для чистовой обработки алюминиевых сплавов:

а – трехзубая;

б – двухзубая Фрезы, предназначенные для обработки титановых сплавов, также разде ляются на черновые и чистовые. Однако некоторые фрезы можно эффективно использовать как на черновых, так и на чистовых операциях, различие будет за ключаться только в режимах резания.

На данный момент разработано и изготовлено несколько проектов фрез.

Они имеют одинаковую прогнозируемую производительность, но различную трудоемкостью изготовления. Оптимальные с технической и экономической точки зрения конструкции будут определены по результатам испытаний.

Черновые твердосплавные фрезы показаны на рис. 3. Все они имеют стружколомные канавки.

Первоначально были разработаны фрезы со стружкоделительными канав ками трапецеидальной формы (рис. 3,а). В результате отработки конструкции и проведения испытаний была предложена конструкция фрезы с затылованным зубом и прямой, более технологичной формой канавок (рис. 3,б). Данная конст рукция фрезы является менее трудоемкой в изготовлении при сопоставимой производительности. К тому же более простая переточка по передней поверх ности значительно увеличивает жизненный цикл фрезы.

а) б) Рис. 3. Черновые фрезы для обработки титановых сплавов со стружколомными канавками:

а – трапецеидальной формы;

б – прямой формы и затылованной задней поверхностью Для работы с большими подачами (High Feed Machining – HFM) при об работке титановых сплавов предназначены фрезы с радиусной торцевой по верхностью (рис. 4). Данные фрезы разработаны на основе опыта применения фрез типа HFM со сменными многогранными пластинами для обработки рос сийских титановых сплавов ВТ20, ВТ22.

Рис. 4. Черновые фрезы для обработки титановых сплавов с радиусной торцевой поверхностью Для чистовой обработки титановых сплавов разработаны четырехзубые твердосплавные фрезы.

Конструкция универсальных концевых фрез с переменной глубиной стружечной канавки (рис. 5) является достаточно распространнной. Эти фрезы обладают повышенной прочностью на изгиб за счет переменной глубины стру жечной канавки по длине режущей части. На рис. 6 показана классическая фре за диаметром 16 мм с большим утолщением сердцевины режущей части (3 мм), с углом подъема спирали 50°.

Рис. 5. Фреза для обработки титановых Рис. 6. Фреза для обработки титановых сплавов с переменной глубиной сплавов с утолщением сердцевины стружечных канавок режущей части Обе фрезы являются конкурирующими конструкциями, и решение о том, какую из них рекомендовать в производство, будет принято по результатам испытаний. Кроме чистовой обработки фрезы могут применяться при получис товой и черновой обработке, например, при торцовке рбер.

При обработке конструктивных элементов деталей, в зоне резания кото рых не возникает проблем с отводом стружки, могут применяться фрезы с уве личенным количеством зубьев, позволяющие повысить производительность обработки при неизменной величине подачи на зуб и скорости резания. Такие фрезы показаны на рис.7. При выработке технологических рекомендаций необ ходимо учитывать, что при уменьшении диаметра соответственно уменьшается полезный объем стружечных канавок и возрастает вероятность пакетирования стружки.

На рис. 7,а показана пятизубая фреза с углом спирали 30°, представляю щая конкурирующую конструкцию фрезам, приведенным на рис. 5, 6.

На рис. 7,б приведена классическая чистовая шестизубая фреза с углом спирали 60о, работающая с малыми величинами радиальной глубины резания ае. Так как объем снимаемой стружки не так велик, как у фрез, предназначен ных для черновой обработки, на диаметрах 16 мм и более количество зубьев может быть увеличено до восьми.

Для контурной обработки с высокой подачей и малой радиальной глуби ной резания разработана конструкция многозубой фрезы, представленная на рис. 7,в. Количество зубьев на диаметре 20 мм достигает 16.

а) б) в) Рис. 7. Фрезы для чистовой обработки титановых сплавов:

а – пятизубая;

б – шестизубая;

в – шестнадцатизубая Направление, по которому достигнуты наибольшие результаты, это раз работка фрез с волнообразной режущей кромкой из порошковой быстрорежу щей стали (рис. 8) и твердого сплава (рис. 9).

Рис. 8. Черновая фреза с волнообразной режущей кромкой из порошковой быстрорежущей стали для обработки титановых сплавов Областью применения данных фрез является черновая обработка титано вых сплавов. Благодаря волнообразной передней поверхности при резании ка ждый зуб фрезы меняет направление, величину наклепанного слоя и остаточ ных напряжений. Постоянно изменяющийся угол наклона зуба по длине режу щей кромки и как следствие изменение передних углов плоскости схода струж ки приводит к изменению величины и направления сдвиговых деформаций сре заемого материала. Это дает возможность данной фрезе работать при больших углах контакта зуба с заготовкой. Фрезы такой конструкции можно применять и на чистовых операциях благодаря тому, что все точки режущей кромки зуба лежат на образующей цилиндра. Твердосплавные фрезы с такой формой режу щей кромки зуба возможно изготавливать в диапазоне диаметров от 16 до мм. Фрезы диаметром менее 16 мм не позволяют изготавливать возможности существующего оборудования, а фрезы диаметром более 25 мм изготавливать экономически нецелесообразно.

Быстрорежущая фреза имеет каналы для внутреннего подвода СОЖ, рас положение которых позволяет оптимально подавать СОЖ непосредственно в зону резания, что значительно улучшает процесс охлаждения зоны резания и оптимизирует эвакуацию стружки. Максимальный эффект при этом достигает ся при обработке конструктивных элементов деталей типа «Карман».

При резании данной фрезой значительно снижается нагрузка на обраба тываемую деталь, что актуально при обработке тонкостенных авиационных де талей.

Применение в качестве материала фрезы быстрорежущей стали, изготов ленной методом порошковой металлургии, позволило увеличить стойкость и повысить прочность инструментов.

Запланировано испытание фрез с волнообразной режущей кромкой для черновой обработки алюминиевых сплавов. Для этого спроектирована и изго товлена трехзубая твердосплавная фреза, представленная на рис. 10.

Рис. 9. Черновая фреза с волнообраз- Рис. 10. Черновая трехзубая фреза с ной режущей кромкой из твердого сплава волнообразной режущей кромкой для обра для обработки титановых сплавов ботки алюминиевых сплавов Обзор средств технологического оснащения, применяемых в инстру ментальном производстве. Изготовление рассмотренных выше фрез стало возможным благодаря оснащению инструментального производства пятикоор динатными шлифовально-заточными станками с ЧПУ фирмы ANCA (рис. 11).

Программное обеспечение этих станков позволяет изготавливать осевые режу щие инструменты, имеющие сложную конструкцию и геометрию режущей час ти, такие как, например, фрезы с волнообразной режущей кромкой.

Для повышения эффективности технологии изготовления фрез из быст рорежущей стали приобретен токарно-фрезерный обрабатывающий центр CTX Beta 1250 TC (рис. 12).

Применение данного станка позволит значительно сократить трудоем кость изготовления быстрорежущих фрез рассмотренной выше конструкции за счет замены подготовительных операций, выполняемых на универсальном обо рудовании, одной программной операцией, выполняемой за один установ.

Контроль геометрии изготовленных фрез осуществляется на контрольно измерительной машине Zoller Genius (рис. 13) согласно специально разрабо танному технологическому процессу контроля.

Рис. 11. Шлифовально-заточной станок с ЧПУ ANCA TX Рис. 12. Токарно-фрезерный станок CTX Beta 1250 TC Рис. 13. Контрольно-измерительная машина Zoller Genius В настоящее время ведутся работы по внедрению в технологический про цесс изготовления инструментов операции контроля структуры материала ре жущей кромки быстрорежущих и твердосплавных фрез после окончательной заточки при помощи цифрового анализатора шумов Баркгаузена «Rollscan 300»

(рис. 14).

а) б) Рис. 14. Анализатор шумов Баркгаузена «Rollscan 300»:

а – общий вид;

б – экран осциллографа Внедрение этого метода позволит:

Решить проблему выявления прижогов режущей кромки на инстру 1.

ментах из быстрорежущей стали, изменения структуры твердого сплава при на рушении режимов вышлифовки и окончательной заточки, что, в свою очередь, значительно повысит качество изготавливаемого инструмента.

Опытным путем подобрать максимальные режимы вышлифовки, 2.

при которых не происходит структурных преобразований в обрабатываемом материале, и тем самым снизить трудоемкость изготовления инструментов.

В заключение следует отметить экономические аспекты проводимой ра боты. На данном этапе можно констатировать, что проектирование и изготов ление вышеупомянутых фрез и перевооружение инструментального производ ства позволяют снизить инструментальные расходы от двух до пяти раз. Мак симальный эффект достигается при внедрении в производство фрез, которые отсутствуют в каталогах фирм-производителей и выпускаются по спецзаказу. В этом случае при внешнем заказе увеличивается как стоимость инструмента, так и срок его поставки. Изготовление фрез со специальными параметрами собст венными силами позволяет повысить оперативность и ритмичность снабжения цехов основного производства режущим инструментом, в результате отпадает зависимость от внешних поставщиков, а также проблема переточки фрез, так как известны все геометрические параметры инструментов.

SURFACE LAYER STATE OF HRSA MATERIALS Mikael Lundblad AB Sandvik Coromant For highly stressed components in heat resistant super alloys (HRSA) residual stresses from ma chining may have a great influence on component fatigue life. It is therefore important to examine how both cutting geometries, cutting speeds and feeds influence the residual stresses in machined surfaces. The good high temperature strength of HRSA together with the load thermal conductivity creates very high thermal and mechanical load on the cutting edge. This may lead to rapid wear of the cutting tool- This study aims to describe cutting tool geometries and cutting data that results in both high productivity with good tool life and residual stresses that do not have an negative effect on component service life.

Key words: Metal cutting, Residual stresses.

1 BACKGROUND Heat resistant super alloys as Titanium 6Al4V are widely used in the aerospace industry and also in power plants for parts needing good mechanical properties at high temperatures. However, during machining these good qualities may be reduced since large tensile residual stresses can be introduced.. These residual stresses can cause severe failures due to fatigue. It is therefore important to know and even better to control the residual stresses in the machined part so failures can be avoided.

2 WEAR In machining titanium the cutting speed is limited by the wear rate.. This high wear rate originates from the high temperature in the cutting zone and the high affin ity titanium has to oxygen, nitrogen and carbon at temperature over 575C to. Due to the affinity to oxygen alumina based cutting edges do not work well. The affinity to carbon depletes the cemented carbide of carbon making it brittle and prone to chip ping.

Figure 1. Increase of temperature at interface between cutting edge and work piece material as a function of cutting speed (red curve) and decrease of cutting force as a function of cutting speed (blue curve) 1.1 Tool life To achieve a good tool life the temperature of the cutting edge must be limited.

This may be done by machining with limited cutting speed and sharp cutting edges.

Figure 2. Relative radial immersion depth ae of a milling cutter in down milling The machining process must also be addressed to control the temperature at the cutting edge. A too deep radial immersion, se figure 2, will increase the arc of en gagement of the cutter resulting in a very high temperature at the end of the engage ment.

Figure 3. Total machined volume (square points) during the life of one cutting edge as a function of radial immersion depth (ae) A very small radial engagement will lead to very many entrances end exits and will thereby cause fatigue of the cutting edge. To achieve a high production rate and tool life a good trade off is needed. The influence on tool life and machined volume may be studied in figure 3.

2 RESIDUAL STRESS Around the cutting edge the work piece material will be extensively deformed under rapid heat build up. The plastic deformation usually forms residual pressure in the surface layer, but then the surface cools down the thermal contraction may cause tensile residual stresses.

1.2 Deformation of surface layer The work piece surfaces examined contained some grain deformation of the near surface layer, as shown in Figures 4. Very shallow depths of deformation (~4 to 8 m) were found across all the operating parameters employed. There is a deforma tion down to a depth of approximately 6 m for the tested cutting speeds and feeds.

The studied material, titanium 6Al4V, is ductile at the temperature prevailing in the cutting zone (~10% ductility at room temperature and ~35% at 550C). This ductile behaviour enables a shallow layer of heavily deformed material to be formed without substantially altering the adjacent microstructure, see figure 4.

Figure 4. In the direction of cutting micro structural damage can be seen consisting of plastic deformation of grain boundaries and an elongation of the grains It is only a thin layer that is influenced from the machining but the stress levels can be very high, se figure 5. By choosing a good combination of cutting geometry, cutting speed and feed a compressive stress can be achieved in the in the surface layer. The compressive stress gives a positive effect on the machined components fa tigue life.

0.15 mm/rev feed rate 0.25 mm/rev feed rate Stress (MPa) Stress (MPa) -200 - -400 - Ground (new), v = 80 Ground (new), v = -600 - Ground (new), v = Ground (new), v = -800 - 0 100 200 300 400 0 100 200 300 Depth below surface (microns) Depth below surface (microns) Figure 5. Examples of residual stresses in the surface layer of the machined titanium. The graphs show residual stress below the surface for different cutting speeds and feeds 1.3 Using diamond cutting edge For continuous machining as turning, polycrystalline diamond (PCD) can suc cessfully be applied. In figure 6 the tool life as function of cutting data for a PCD cut ting tool is shown. Even at as high cutting speeds as vc=225 m/min the tool life can be over 3 hours when applying high pressure coolant.

1– 1 2– 3– 4– 5– Figure 6. Examples of cutting tool life for machining in titanium 6Al4V with PCD tipped inserts.

Used cutting depth ap = 0,25 mm and feed fn = 0,20 mm/r Figure 7. Residual stress from machining titanium 6Al4V with new and worn PCD cutting tool Figure 8. Polished cross section of titanium machined with PCD cutting edge The low friction of PCD cutting edges together with the use of high pressure coolant effectively reduces the temperature in the cutting edge giving a very long tool life. The low friction also reduces the layer thickness of the effected material and therefore reduces the amount of residual stresses created by the cutting process, see figure 8.

2 SUMARY HRSA materials and especially titanium alloys can be quite a challenge to ma chine with a good productivity without creating any residual stresses that may de grease the service life of the machined component. By choosing tools with an edge geometry and a grade adopted for HSRA material. As well as a careful optimisation of cutting data high productivity can be achieved without tensile residual stresses at the surface of the machined component.

СОСТОЯНИЕ ПОВЕРХНОСТНОГО СЛОЯ ЖАРОПРОЧНЫХ СПЛАВОВ Микаел Лундблад AB Sandvik Coromant Перевод О.Г.Приходько Значительное воздействие на усталостную долговечность компонентов, подвергающихся высоким напряжениям в жаропрочных сплавах (ЖС), могут иметь остаточные напряжения.

Таким образом, важно исследовать то, как геометрии, скорости резания, а также подачи ре жущего инструмента влияют на остаточные напряжения в обрабатываемых поверхностях.

Высокая температурная прочность ЖС наряду с теплопроводностью при нагрузках создат очень высокие тепловые и механические нагрузки на режущую кромку. Это может привести к быстрому износу режущего инструмента. Целью данного исследования является описание геометрий режущей кромки и режимов резания, результатом которых является как высокая производительность с хорошей стойкостью инструмента, так и остаточные напряжения, не оказывающие отрицательного воздействия на ресурс изделия.

Ил.8.

КЛЮЧЕВЫЕ СЛОВА: резание металлов;

остаточные напряжения.

1. ИСХОДНЫЕ ДАННЫЕ Жаропрочные сплавы, такие как титан 6Al4V, широко используются в аэ рокосмической промышленности, а также в энергетических станциях для изго товления деталей, требующих хороших механических свойств при высоких температурных режимах. Однако в процессе обработки эти свойства могут ухудшаться при введении высоких остаточных напряжений при растяжении.

Эти остаточные напряжения могут быть причиной разрушения вследствие ус талости. Таким образом, важно знать, а ещ лучше, контролировать остаточ ные напряжения, возникающие в обрабатываемой детали, с той целью, чтобы избегать разрушений.

2. ИЗНОС При обработке титана скорость резания ограничивается интенсивностью износа. Высокая интенсивность износа возникает вследствие высоких темпера тур в зоне резания, а также вследствие того, что титан имеет тесное взаимодей ствие с кислородом и азотом при температуре выше 575C. Из-за взаимодейст вия с кислородом режущие кромки на основе оксида алюминия работают не достаточно эффективно. Взаимодействие с углеродом истощает тврдый сплав, делая его хрупким, ломким и подверженным расщеплению 2.1. Стойкость инструмента Для достижения высокой стойкости инструмента необходимо ограничить температуру режущей кромки. Это можно сделать обработкой с ограниченной скоростью резания и острыми режущими кромками.

В процессе обработки должна также контролироваться температура ре жущей кромки. Слишком большая радиальная глубина резания (см.рис. 2) уве личит угол контакта режущего инструмента, что приведт к высоким темпера турам на выходе из материала.

Рис. 1. Повышение температуры в зоне контакта режущей кромки и материала заго товки как функция скорости резания (красная кривая) и снижение силы резания как функция скорости резания (синяя кривая) Рис. 2. Относительная радиальная глубина резания ae фрезы при попутном фрезеровании Рис. 3. Суммарный объм удалнного материала (квадратные точки) за период стойкости одной режущей кромки как функция радиальной глубины резания (a e) Очень маленькая величина радиального контакта инструмента приведт к многочисленным входам и выходам из материала, что вызовет усталость режу щей кромки. Для достижения высокой производительности и стойкости инст румента нужен хороший компромисс. Влияние на стойкость инструмента и объм удалнного материала можно исследовать на рис. 3.

3.ОСТАТОЧНОЕ НАПРЯЖЕНИЕ Вокруг режущей кромки материал заготовки будет подвержен чрезмер ному деформированию при быстром нагревании. Пластическая деформация обычно формирует остаточное давление в поверхностном слое, но затем, когда поверхность охлаждается, тепловое сжатие может вызвать остаточные напря жения при растяжении.

3.1. Деформация поверхностного слоя В исследуемых поверхностях заготовки обнаружена некоторая деформа ция зерна ближайшего слоя поверхности, как показано на рис. 4. Очень незна чительные глубины деформации (~4 – 8 мкм) были обнаружены по всем ис пользуемым рабочим параметрам. Есть также деформация на глубину прибли зительно 6 мкм при исследованных скоростях резания и подачах. Исследуемый материал, титан 6Al4V, – это вязкий (пластичный) материал при температуре, преобладающей в зоне резания (~10% вязкости (тягучести) при комнатной тем пературе и ~35% при 550C). Характер вязкости позволяет тонкому слою силь но деформированного материала формироваться без значительного изменения прилегающей микроструктуры (см. рис. 4).

Рис. 4. Разрушение микроструктуры в направлении резания, представляющее собой пластическую деформацию границ зрен и удлинение зрен Только тонкий слой поддатся воздействию в процессе обработки;

но уровни напряжений могут быть очень высокими (рис. 5). Посредством выбора удачной комбинации геометрии режущей кромки, скорости резания и подачи инструмента можно достичь сжимающего напряжения в поверхностном слое.

Сжимающее напряжение дат положительный эффект на усталостную долго вечность обрабатываемых изделий.

Рис. 5. Примеры остаточных напряжений в поверхностном слое обрабатываемого титана. Схемы показывают остаточное напряжение под поверхностью в соответствии с различными скоростями резания и подачами 3.2. Применение алмазной режущей кромки Для непрерывной обработки, например токарной, успешно применяется поликристаллический алмаз (ПКА). На рис. 6 показана стойкость инструмента как функция режимов резания для режущего инструмента из ПКА. Даже при таких высоких скоростях резания, как vc=225 м/мин, стойкость инструмента может быть на 3 часа больше в сравнении с тем, когда применяют смазочно охлаждающую жидкость (СОЖ), подаваемую под высоким давлением.

1– 1 2– 3– 4– 5– Рис. 6. Примеры стойкости инструмента со сменными пластинами со вставками из ПКА при обработке титана 6Al4V.

Используемая глубина резания ap = 0,25 мм, подача fn = 0,20 мм/об Рис. 7. Остаточное напряжение от обработки титана 6Al4V с новым и изношенным резцом из ПКА Рис. 8. Полированный срез титана, обработанного режущей кромкой из ПКА Низкое трение режущих кромок ПКА наряду с использованием СОЖ под высоким давлением эффективно снижает температуру в режущей кромке, обес печивая очень высокую стойкость инструмента. Низкое трение снижает тол щину слоя обрабатываемого материала и, таким образом, сокращает количество остаточных напряжений, создаваемых в процессе резания (см. рис. 8).

4. ЗАКЛЮЧЕНИЕ Жаропрочные сплавы, и особенно титановые, могут представлять про блему в задачах высокой производительности при обработке без создания ка ких-либо остаточных напряжений, которые могут снижать ресурс обрабаты ваемого компонента. Необходим выбор инструментов с геометрией режущей кромки и маркой сплава, адаптированными для обработки жаропрочных спла вов. Также необходима тщательная оптимизация режимов резания в целях дос тижения высокой производительности без остаточных напряжений при растя жении в поверхности обрабатываемого компонента.

УДК 621.9. ОСОБЕННОСТИ ТЕХНОЛОГИЧЕСКИХ ОСТАТОЧНЫХ НАПРЯЖЕНИЙ В ПОВЕРХНОСТНОМ СЛОЕ Ю.И.Замащиков Национальный исследовательский Иркутский государственный технический университет Рассмотрены закономерности формирования остаточных напряжений и деформаций мало жестких деталей в результате обработки процессами с жесткой кинематикой – резанием, об катыванием и выглаживанием. Конфигурация очага локального деформирования и его ори ентация относительно обрабатываемой поверхности, общие для указанных процессов, соз дают условия для отклонения главных остаточных напряжений от осей детали и для их вра щения по глубине поверхностного слоя. Предложена гипотеза, объясняющая формирование нормальных и касательных напряжений различных знаков. На базе понятия об эквивалент ных остаточных напряжениях рассмотрены связь остаточных напряжений с упрочнением и типовые распределения остаточных напряжений. Анализируются метрологические возмож ности для контроля поверхностных напряжений рассмотренного вида.

Ил. 10. Библиогр. 7 назв.

Ключевые слова: остаточные напряжения;

главные направления;

типовые распределения;

упрочнение;

коробление;

касательные напряжения.

Высокопрочные материалы, используемые в авиастроении, характеризу ются повышенной чувствительностью к состоянию поверхностного слоя, соз даваемого как на финишных операциях, так и в результате технологической на следственности. Вместе с тем, метрологическое обеспечение финишных опера ций и контроля поступающих заготовок в части остаточных напряжений нахо дится в настоящее время на низком уровне.

Важную роль в финишных операциях, обеспечивающих необходимое со стояние поверхностного слоя, играют процессы с жесткой кинематикой (реза ние, обкатывание и раскатывание шаром, алмазное выглаживание), базовой для которых является схема продольного точения.

Широкое распространение в авиастроении маложестких деталей логично предполагает рассмотрение формирования остаточных напряжений в комплек се с остаточными деформациями (короблением). Для стержневой модели этот процесс иллюстрируется схемой на рис. 1.

L o (2) _- _- ++ + + 1 3 f Рис. 1. Формирование остаточных напряженй и коробления для стержневой модели детали (стержневая модель) На этапе 1 в поверхностном слое в результате воздействия инструмента образовались напряжения, уравновешенные усилиями закрепления (показаны сжимающими). На этапе 2 в результате снятия боковых усилий закрепления произошло уравновешивание эпюры этапа 1 по силе, сопровождаемое растяже нием детали на величину L. Полное освобождение детали на этапе 3 приводит к образованию остаточных напряжений и к дополнительному появлению из гибной компоненты коробления f.

Если на этапе 1 иметь в виду результат локального контакта, силовые факторы которого не могут существенно повлиять на деформацию всей детали, то можно считать, что этап 1 произошел в условиях абсолютного стеснения.

Напряжения, полученные на этом этапе, называются начальными напряжения ми, а соответствующую деформацию называют источником напряжений. Эта пы 2, 3 получены после обработки всей поверхности, когда силовые факторы локального контакта объединяются и создают общие силовые факторы, спо собные привести к короблению всей маложесткой детали. Для большинства де талей, за исключением маложестких, остаточные напряжения практически ос таются в исходном состоянии этапа 1, поскольку уравновешивающие напряже ния и деформации в результате разгрузки пренебрежимо малы. Схема, приве денная на рис. 1, показывает, что остаточные напряжения являются результа том разгрузки начальных напряжений по силе и изгибающему моменту.

Рассмотренная схема фактически лежит в основе контроля обработки ци линдрических поверхностей обкатыванием, раскатыванием и алмазным выгла живанием по методу разрезки колец, а также дробеобработки и других подоб ных процессов по методу Алмена. Поскольку в этих методах фиксируют только изгибные компоненты деформации образцов, то контролируется момент, соз данный начальными напряжениями, а сила, соответствующая деформации L, игнорируется.

Стержневую схему (рис. 1) можно перенести на модели пластины и тон костенной трубы (рис. 2). При этом принят общий случай, когда главные на правления начальных напряжений не совпадают с осями детали, т.е. начальные напряжения характеризуются тремя компонентами zo, xo, zx в направлениях o осей. Остальные компоненты тензора напряжений в условиях плоского началь ного напряженного состояния равны нулю.

Начальные напряжения этапа 1 (абсолютно жесткое закрепление) на эта пе II уравновешиваются по силе. При этом пластина претерпевает деформации удлинения-укорочения z, x по осям и деформацию zx / 2 однородного сдвига (искажение прямых углов). Аналогично этому тонкостенная труба изменяет диаметр ( z ) и длину ( x ) и закручивается на угол, причем этот этап соответ ствует полному освобождению тонкостенной трубы от усилий закрепления.

Полное освобождение пластины на этапе III приводит к ее двухосному изгибу и закручиванию, что соответствует дополнительному уравновешиванию нор мальных и касательной компонент по моменту. Аналогичный этап для тонко стенной трубы возможен только после ее разрезки на элементарные образцы (кольца и полоски). При этом изменение диаметра кольца и прогиб полоски ха рактеризуют неуравновешенность соответственно окружных и осевых началь ных напряжений, а их закручивание (перемещения w и ) – неуравновешен ность касательных начальных напряжений.

Схема на рис. 2 приводит к формулам оценки начальных напряжений в образцах по силам Fz0, Fx0, Q0 и моментам M z0, M x0, M zx (таблица). Предусмат ривается использование всех компонент деформации элементарных образцов:

прогибов и удлинений по двум осям, закручивания и однородного сдвига.

0 0 0 0 0, x,, x, z zx z zx X X I a) Y Y б) (2) (2) (2) (2) (2) (2), x,,, zx, z z zx z x X X II x Y a) Y б) L Z z L X III x =(L2-L1)/ zx/ w б) l a) f Рис. 2. Интегральная оценка начальных напряжений компонентами деформации пла стин и тонкостенных труб Метод Алмена и разрезки колец вытекают из этих формул как частные однокомпонентные решения. Представляется, что в ряде случаев интегральный подход является единственно возможным, например, при оценке напряженно сти после обработки карманов концевыми фрезами при сложных траекториях выборки. Расчет интегральных параметров можно также рассматривать как предварительный этап для уточнения области исследований распределений ос таточных напряжений.

Представляет интерес проследить реакцию различных материалов на по верхностные воздействия рассматриваемого вида, акцентируя внимание на ма лоизученных касательных напряжениях. Рис. 3 иллюстрирует поведение мате риалов в условиях резания и пластического деформирования шаром. Кольца 1- получены после точения тонкостенных втулок инструментом SANDVIK-MKTC PCLNR 2525M 12 с чистовыми пластинами CNMG 12 04 12-49 CT25 при оди наковых подаче s 0,3мм / об и глубине резания t 0,3мм. Кольца 9-11 получены после обкатывания шаром диаметром 8 мм.

Формулы для расчета интегральных параметров начальных напряжений Модель Интегральные Приведенные перемещения:

параметры Пластина Тонкостенная труба rd rd x;

z;

z z x x Fzo rd Eh /(1 ) z fz fx fx fz ;

;

Vz Vx 2 2 2 lz lx lx lz rd Fxo Eh /(1 ) x 4D 2 4D o f;

f;

Uz Ux GDh / 2L Gh Q zx l2 l 2 Eh3 Eh3 w o Vz Uz M z x wrd ;

.

3(1 2 ) 6 D 2 (1 z rd ) D 2 2 Eh3 Eh o Vx Ux Mx 3(1 2 ) 6 D 2 (1 ) Gh3 Gh3 wrd / o M zx / rd 1-8 – резание;

9-12 – обкатывание ша ром;

1 – нержавеющая сталь;

2 – медь;

3 – титановый сплав BT5-1;

4 – титановый сплав BT8;


5 – сталь 30XГCA;

6 – магниевый сплав MA14;

7 – алюминиевый сплав Рис. 3. Поведение материалов при резании и обкатывании шаром B95T;

Как видно, кольца 1, 2 из нержавеющей стали – алюминиевый сплав обра 8 и меди имеют после Д16T;

ботки правую спираль. Спираль этого направления имели также кольца из ла 9,10 – нержавеющие туни и бронзы. К этой же группе относятся жаропрочные сплавы на никелевой стали;

основе. Эти материалы являются представителями материалов с ГЦК 11 – титановый сплав решеткой. Кольца 3-8 имеют левую спираль закручивания. Это титановые и BT5-1;

магниевые сплавы, представляющие материалы с ГПУ-решеткой, а также сталь 12 – латунь 30XГСА, имеющая ОЦК-решетку. В эту же группу попадают алюминиевые сплавы, которые, по-видимому, получают в результате легирования и термооб работки особенности, сильно отличающие их от ГЦК-решетки чистого алюми ния.

Обкатывание шаром как бы нивелирует свойства материалов: нержавею щая сталь, латунь и титановый сплав дают кольца, закрученные в правую спи раль. Касательные начальные напряжения могут зачастую превышать нормаль ные. Например, если учесть, что из втулки 12 (латунь) вырезана полоска шири ной 8 мм, то окружная деформация была незначительной, а перемещение w составляет 5 мм, что указывает на превышение касательных напряжений над окружными. Отметим также, что если нержавеющие стали имеют правую спи раль колец как после резания, так и после обкатывания (кольца 1 и 9, 10), то ти тановый сплав имеет после резания левую спираль кольца (кольцо 3), а после обкатывания – правую (кольцо 11).

Результаты, показанные на рис. 3, подтверждают необходимость трех компонентного подхода, представленного на рис. 2.

Экспериментальные данные ставят сложную проблему объяснения фор мирования касательных начальных напряжений разных знаков. Е.К.Генриксен [1] указал на отсутствие касательных напряжений, поскольку, по его мнению, главные остаточные напряжения совпадают с направлениями скорости резания и подачи. В.Н.Тимофеев [2] опроверг эту гипотезу, обнаружив существенные касательные напряжения после точения стали 35, которая по его данным давала левую спираль, подобно стали 30ХГСА на рис. 3. В.Н.Тимофеев предложил первую теорию измерения касательных напряжений механическим методом.

Материалы, дающие после точения правую спираль разрезанных колец, В.Н.Тимофеевым, вероятно, обнаружены не были. Полная теория механическо го метода измерения касательных остаточных напряжений опубликована С.И.Ивановым в 1971 году [3,4].

Объяснение формирования касательных напряжений различных знаков на базе теплового или фазового факторов, по-видимому, невозможно, поэтому ниже излагается подход, основанный на превалирующей роли силового факто ра.

Согласно предлагаемой гипотезе (рис. 4) деформацию при резании можно оценить двояко: на макроуровне ( KL a1 / a ) и на микроуровне как результат проецирования главных деформаций на продольную ось стружки. Критерием сплошности материала при резании считаем совпадение этих двух оценок. Тео рия резания предоставляет всю информацию, необходимую для организации итерационной процедуры по поиску угла сдвига Ф в зависимости от переднего угла исходя из совпадения величины двух усадок. При этом полагали, что сплошность материала может реализоваться при двух разных ориентациях главных деформаций, соответствующих стружкообразованию I и II типов. При изменении знака угла ориентации главных деформаций относительно вектора скорости резания происходит изменение знака действующей деформации сдви га в плоскости обработки, что приводит к изменению знака касательных на чальных напряжений и к соответствующему закручиванию колец в левую спи раль. Кроме того, стружкообразование I типа (при положительном угле Ф1) происходит преимущественно при углах текстуры Ф1 45, поэтому обрабаты ваемая поверхность стремится сократить свою площадь. Основное сечение де тали препятствует этому и генерирует в поверхностном слое растягивающие остаточные напряжения. Стружкообразование II типа происходит при углах текстуры Ф1 45, поэтому обрабатываемая поверхность стремится увеличить свою площадь. Основное сечение детали, противодействуя этому, создает в по верхностном слое сжимающие остаточные напряжения. Окружные растяги вающие напряжения сопровождаются положительными касательными напря жениями (правая спираль разрезанных колец), а окружные сжимающие напря жения соответствуют отрицательным касательным напряжениям (левая спираль разрезанных колец).

Тип II Т а Ф а Тип I Рис. 4. Модель резания, основанная на сплошности материала На рис. 4 показаны возможности предложенной модели по прогнозу угла сдвига при резании. Прямая «Тип I» проходит близко к экспериментальным ре зультатам по резанию меди, а прямая «тип II» хорошо описывает резание олова.

При резании меди преобладает семейство сдвигов, соответствующее стружко образованию I типа, а при резании олова главную роль играет семейство сдви гов, отражающее стружкообразование II типа. Классическая модель Мерчанта (линия 1), а также модель Ли и Шафера (линия 2) дают завышенный прогноз по углу сдвига.

Геометрическая модель, представленная прямыми «Тип I» и «Тип II», от ражает предельную активацию первой и второй систем сдвигов соответственно.

Как видно на рис. 4, стружкообразование различных материалов, занимающих промежуточное положение, можно представить как результат конкуренции ме жду первым и вторым семействами сдвигов, что согласуется с представлениями Н.Н.Зорева [5]. Факторы условий обработки и свойств материалов, управляю щие этой конкуренцией, предстоит выяснить в процессе физических исследо ваний. Целью таких исследований должно быть достижение теорией техноло гических остаточных напряжений такого положения, которое существует в ма териаловедении благодаря теории металлических сплавов, позволяющей пред сказать свойства материалов в результате легирования и термообработки.

Компоненты деформации образцов, показанные на рис. 2, позволяют рас считать как интегральные параметры начального состояния остаточных напря жений, так и отклонение главных напряжений от осей детали. Однако возника ет вопрос: в какой степени деформированное состояние пластин и тонкостен ных труб отражает напряженное состояние в поверхностном слое?

На рис. 5 представлены картины трещин хромового покрытия в основной плоскости, в плоскости схода стружки и в плоскости, перпендикулярной оси.

Поведение трещин показывает, что предположение о постоянстве главных на правлений напряжений во всех горизонтах поверхностного слоя не имеет осно ваний. Наиболее обосновано предположить, что главные интегральные направ ления остаточных напряжений, выражающиеся наиболее просто в ориентации главных прогибов пластин, есть результат совместного действия главных на пряжений всех горизонтов поверхностного слоя.

А B B А B А Рис. 5. Зона деформации материала при точении (трещины хрупкого хромового покрытия) В подтверждение на рис. 6 показаны результаты трехкомпонентного ис следования остаточных напряжений, которые позволили рассчитать интеграль ное отклонение главных осей с использованием площадей активной части эпюр и ориентацию главных осей в каждом горизонте.

, R °, ( 90 ) ( 45 ) P R R ( 45 ) P P( 90 ) ( 15 ) P ( 15 ) R y, мкм Рис. 6. Истинная R и интегральная P ориентации главных остаточных напряжений (точение стали 12Х18Н10Т при различных главных углах в плане) Как следует из рис. 6, конфигурация локального очага деформирования и его асимметричность (см. рис. 5) приводят к тому, что главные остаточные на пряжения каждого горизонта не лежат в одной плоскости. Можно утверждать, что истинные главные напряжения с ориентацией R, различные по величине и направлению в каждом горизонте, формируют среднее направление их суммар ного действия р. Видно, что различие между истинной и интегральной ориен тацией главных напряжений очень существенно. У поверхности истинное от клонение главных осей больше интегрального, а в глубине – меньше.

Далее рассматриваем связь между остаточными напряжениями и упроч нением и возможные виды распределений остаточных напряжений. При этом используем понятие эквивалентных остаточных напряжений (интенсивности).

На рис. 7 показаны графики, иллюстрирующие формирование остаточных на пряжений и упрочнения. Нагружение различных горизонтов поверхностного слоя под действием инструмента можно представить связью между эквива лентными напряжениями и деформациями. По величине нагружения можно выделить горизонты трех типов. Глубинные горизонты подвергаются упругой деформации не выше точки B(рис. 7,а). Средние горизонты подвергаются де формации в пределах отрезка BC, а приповерхностные горизонты подвергаются наибольшему нагружению, соответствующему отрезку CE кривой нагружения.

Локальная разгрузка приводит все горизонты в состояние нулевой общей де формации в связи с малой величиной силовых факторов.

o/y o, HV eq E a C B o o a E y Co HV A eq Co ’ o y E a/y F y D G б) a) в) Рис. 7. Взаимосвязи при формировании остаточных напряжений и упрочнения:

а – эквивалентные напряжения eq – эквивалентные деформации eq ;

o б – начальные напряжения – активные напряжения ;

a o в – начальные напряжения и упрочнение HV – глубина слоя Состояние локальной разгрузки является исходным (начальным) для ос таточных напряжений. Горизонты первого типа имеют нулевые начальные на пряжения. В горизонтах второго типа начальные напряжения значительно рас тут с увеличением активного напряжения (первый отрезок кривой на рис. 7,б), но в горизонтах третьего типа этот рост существенно замедляется в связи с по явлением вторичного течения (второй отрезок на рис. 7,б). Если учесть реаль ную форму кривых нагружения, то связь между эквивалентными активными и начальными напряжениями выражается монотонной, выпуклой и ниспадающей зависимостью, стремящейся к некоторому пределу насыщения. Эта зависи мость универсальна для всех видов поверхностной механической обработки, что подтверждается экспериментами по резанию, обкатке шаром, роликами, алмазом, обработке дробью, свободным абразивом и т.п.


Известно, что независимо от вида напряженно-деформированного со стояния существует единая зависимость «эквивалентное напряжение – эквива лентная деформация – упрочнение». Если учесть эту закономерность, то ось ак тивного напряжения на рис. 7,б можно заменить осью упрочнения. В результате получаем объяснение известному экспериментальному факту: наибольший рост остаточных напряжений соответствует диапазону малых технологических сил, натягов и экспозиций, а дальнейшее увеличение остаточных напряжений тре бует все большей величины наклепа.

Эти рассуждения приводят к связи между упрочнением и начальными на пряжениями, показанной на рис. 7,в. Согласно этой схеме глубина упрочнения равна глубине проникновения начальных напряжений. Распределение упрочне ния имеет вогнутую форму, а эпюра начальных напряжений – выпуклую. Зна чительный рост начальных напряжений в глубине при относительно малом увеличении упрочнения связан с отрезком BCкривой упрочнения, а приповерх ностное замедление роста начальных напряжений – с отрезком CE, т.е. с появ лением вторичного пластического течения.

Известно, что наилучшим состоянием поверхности для деталей, подвер гаемых высоким температурам и нагрузкам при эксплуатации, является совме щение высоких сжимающих остаточных напряжений с минимальной величиной упрочнения одновременно. Как следует из рис. 7, это соответствует условиям обработки, исключающим или минимизирующим вторичное пластическое те чение.

Подход, основанный на эквивалентных остаточных напряжениях, позво ляет также рассмотреть возможные виды распределений компонент и предло жить предварительную классификацию обрабатываемых материалов по их ре акции на рассматриваемые поверхностные воздействия механической природы (рис. 8). В целях упрощения касательные остаточные напряжения не учитыва ем. Полагаем, что функция эквивалентных напряжений управляет распределе ниями всех компонент плоского остаточного напряженного состояния. При мо делировании в качестве аргумента принято осевое остаточное напряжение, ко торое при всех воздействиях, за малым исключением, сохраняет типовое сжи мающее распределение. Для всех распределений на рис. 8,а-д принята одна и та же функция эквивалентного напряжения (см. рис. 7,в). Окружные напряжения z рассчитаны в зависимости от осевой компоненты и эквивалентного напря жения. Поскольку функция эквивалентного напряжения квадратична (см. фор мулы на рис. 8), то для окружного напряжения получается два решения. Обе совокупности нормальных напряжений находят свое подтверждение в экспери ментальных результатах.

eq z z eq x z /3 C в) б x B ) 2 2 D E eq z z x x zx A eq z 2 F J x eq z z x x 2 /3 0,5 4 z (1, 2) x eq x x a) G K eq eq N L M г) z x x z д) Рис. 8. Эллипс эквивалентных напряжений и типовые распределения нормальных компонент Так, типовое распределение на рис. 8,а свойственно никелевым и зака ленным деформируемым алюминиевым сплавам после обработки резанием.

Осевое напряжение преимущественно сжимающее, но может иметь значитель ную зону растяжения вблизи поверхности. Окружное напряжение имеет значи тельную, а иногда и превалирующую зону сжатия в глубине.

Эпюры на рис. 8,б характерны для пластичных материалов (углеродистых и низколегированных сталей), незакаленных или закаленных на низкую твер дость RC40, и аустенитных нержавеющих сталей. Распределения отличаются от предыдущего случая полным переходом окружных напряжений в зону рас тяжения. Эти распределения получены при меньших значениях напряжения x в основной части эпюры, кроме напряжения на поверхности, по сравнению с рис. 8,а. Общим для распределений на рис. 8,а,б является то, что на поверхно сти напряжение x берет на себя основную долю эквивалентного напряжения, поэтому окружное напряжение обнаруживает резкий спад. По этой же причине на рис. 8,а окружное напряжение перешло к сжимающим значениям в глубине слоя.

Обработке закаленных сталей HRC45 и титановых сплавов свойственны типовые эпюры, показанные на рис. 8,г. Здесь обе нормальные компоненты яв ляются полностью сжимающими. Осевая компонента значительно превосходит окружную и часто имеет максимум на поверхности. Максимум окружной ком поненты расположен на некоторой глубине. Распределения на рис. 8,г характе ризуют также обработку шаром и алмазом всех материалов.

После резания пластичных материалов с сечениями, близкими к обрат ным срезам (при отношении глубины к подаче меньше единицы и больших ра диусах при вершине), эпюры тяготеют к распределениям, показанным на рис.

8,в, когда осевые напряжения полностью переходят в растягивающие. Одно временно окружные растягивающие напряжения значительно растут. При реза нии в аналогичных условиях титановых сплавов получаем эпюры, показанные на рис. 8,д. Здесь осевое напряжение также имеет тенденцию перехода в зону растяжения, но окружные напряжения растут не в сторону растяжения, а в сто рону сжатия.

Как видно на рис. 8, пластичным материалам соответствует первый ко рень решения и верхний полуэллипс, а хрупким материалам свойственен вто рой корень решения и нижний полуэллипс.

Анализ, представленный на рис. 8, позволяет заключить, что имеются ма териалы или их состояния, обеспечивающие одно и то же эквивалентное оста точное напряжение принципиально разными путями. Материалы, соответст вующие верхнему полуэллипсу, при несвободном резании дают комбинацию растягивающих окружных и сжимающих осевых напряжений. Обратные срезы на этих материалах дают обе растягивающие компоненты. К этим материалам относятся сплавы железа, меди и алюминия. В пределах этой группы имеется разделение на ГЦК-материалы, дающие положительные касательные напряже ния (сплавы Fe, медь, латунь) и ОЦК-материалы (сплавы Fe ), дающие отрицательные касательные напряжения.

Малопластичные ГПУ-материалы (сплавы титана и магния) и закаленные стали с превалирующим содержанием мартенсита соответствуют нижнему по луэллипсу. Для них свойственна комбинация двух сжимающих нормальных на пряжений и отрицательного касательного напряжения.

Таким образом, характер окружных напряжений связан с кристалличе ской системой обрабатываемого материала, а формирование осевых напряже ний обусловлено, прежде всего, ориентацией деформационной зоны относи тельно обрабатываемой поверхности (в частности, переходом при резании от прямого к обратному срезу). Поведение компонент напряжений невозможно объяснить изолированно, поскольку это поведение связано с вкладом каждой компоненты в эквивалентное напряжение, которое различно в разных горизон тах поверхностного слоя.

Из вышеизложенного вытекают следующие заключения:

Главные остаточные напряжения после процессов с жесткой кине матикой (резание, обработка шаром, роликом, алмазом) отклоняются от на правлений формообразующих движений и от осей детали и испытывают вра щение по глубине поверхностного слоя.

Интегральное отклонение, выражающееся в ориентации главных деформаций тонкостенных образцов, в общем случае получается как средне взвешенное направление главных напряжений во всех пластически деформиро ванных горизонтах поверхностного слоя.

Интегральное выражение этого отклонения соответствует деформа циям растяжения-сжатия и однородного сдвига на этапе уравновешивания на чального состояния остаточных напряжений по силе и дополнительно дефор мациям изгиба и закручивания на этапе уравновешивания по моменту.

Для полной оценки остаточных напряжений такого типа нужно знать главные напряжения и их ориентацию во всех горизонтах поверхностного слоя.

Среди наиболее распространенных есть три метода для получения такой ин формации (рис. 9). Это метод рентгеновской дифракции, совмещенный со сня тием слоев, метод высверливания отверстий и метод снятия слоев. В литературе отмечается, что метод высверливания отверстий мало подходит для измерения остаточных напряжений, характеризуемых большими градиентами в пределах малой глубины. Метод рентгеновской дифракции предполагает выполнение ро зетки измерений в каждом горизонте с последующим удалением слоев толщи ной примерно 10 мкм и повторением измерений. Далее по трем нормальным компонентам напряжений в каждом горизонте производят расчет главных на пряжений и их ориентации. При этом в большинстве работ изменения напря жений в текущем слое в результате снятия предыдущих слоев не учитываются.

В литературе результатов трехкомпонентного рентгеновского измерения оста точных напряжений по глубине практически нет, что связано, возможно, с большой трудоемкостью эксперимента.

3. Метод удаления слоев:

• Удаление слоев + расчеты 1. Метод рентгеновской дифракции + удаление сло ев:

Розетка измерений Удаление слоев и т.д. 5 Расчеты 2. Метод высверливания 4 отверстий: 6 3 Розетка измерений Высверливание и т.д. 2 Расчеты а) 1 б) Рис. 9. Методы получения эпюр остаточных напряжений по глубине При использовании метода снятия слоев на каждом элементарном образ це производится запись деформаций изгиба (тензодатчики 4) и закручивания (тензодатчики 5). Полученные распределения нормальных и касательных оста точных напряжений позволяют рассчитать главные остаточные напряжения и их ориентацию в каждом горизонте (пример приведен на рис. 6). Метод, в от личие от рентгеновского, не требует высокой квалификации персонала, однако трудоемкость подготовки и испытания образцов значительна.

При обсуждении рис. 7 было показано, что упрочнение как комплексная характеристика состояния поверхностного слоя должно сопоставляться с ана логичным комплексным параметром остаточных напряжений, в качестве кото рого предложено эквивалентное напряжение (интенсивность). На рис. 10 пока заны результаты обобщенной оценки двух компонент остаточных напряжений через функцию максимального касательного напряжения после торцового то чения сплава Инконель-718 (57%Ni, 19%Fe, 18%Cr, 5%Nb), выполненную бри танскими специалистами из Оксфорда и Роллс-Ройса [6].

Авторы выявили связь этого параметра с упрочнением, оцениваемым уширением дифракционных пи ков. По нашему мнению, обобщенная оценка напряженности через эквивалент ное напряжение физически более обоснована, чем через максимальное каса тельное напряжение. Так, если оценивать обработку дробью ( 1 2 ) по крите рию max, то получаем max 0 и приходим к выводу, что дробеобработка не дает упрочнения, что не соответствует действительности. Тем не менее, для рас сматриваемого конкретного случая на рис. 10 оценки максимальным касатель ным напряжениям и эквивалентным напряжениям близки по характеру распре деления. Спад эквивалентного напряжения к поверхности обусловлен, по видимому, отсутствием информации о касательных остаточных напряжениях.

,, MПa eq (А. Корсунский) 1 max max 2 2 eq z z x x zx y, мкм 2 20 60 100 0 40 80 eq z z x x -200 2 0,5 4 z (1, 2) x eq x - z - x - Рис. 10. Эпюры остаточных напряжений вдоль направления резания ( z ), перпендикулярно ему ( x ) и эпюра максимального касательного напряжения max по данным [6];

эпюра эквивалентного остаточного напряжения eq (торцовое точение сплава IN-718) Из изложенного можно сделать общий вывод о том, что необходима классификация авиационных материалов по типовым распределениям остаточ ных напряжений в поверхностном слое, отражающая влияние химического со става, фазового состояния и других факторов. Полное представление о явлени ях, происходящих при этом в поверхностном слое, позволит сделать обосно ванные заключения о его состоянии на основе поверхностных измерений рент геновским и другими неразрушающими методами [7]. Сертификационными ме тодами в таком исследовании надо считать метод рентгеновской дифрак ции+стравливание и механический метод удаления слоев в трехкомпонентных вариантах.

Библиографический список 1. Henriksen E.K. Residual Stresses in Machined Surfaces // Trans. ASME. 1951. Vol. 73. P. 69-76.

2. Тимофеев В.Н. К вопросу о напряженном состоянии поверхностного слоя стали при точе нии // Журнал технической физики.1954. Т. 24, вып.7. С. 1273-1281.

3. Иванов С.И. Определение остаточных касательных напряжений в цилиндрической детали методом колец // Остаточные напряжения. Куйбышев: КуАИ, 1971. Вып. 53. С. 107-115.

4. Иванов С.И. Определение остаточных касательных напряжений в цилиндре по результа там исследования полоски // Остаточные напряжения. Куйбышев: КуАИ, 1971. Вып.53. С.

127-138.

5. Зорев Н.Н. Вопросы механики процесса резания металлов. М.: Машгиз, 1956. 368 с.

6. Korsunsky A.M., Regino G.M., Latham D.P., Li H.Y., Walsh M.J. Residual stresses in rolled and machined nickel alloy plates: synchrotron X-ray diffraction measurement and three-dimensional eigenstrain analysis. J. Strain Analysis. 2007. Vol. 42. P. 1-12.

7. Prevy, P. Problems with non-destructive surface X-ray diffraction residual stress measurement.

Practical application of residual stress technology, ed. C. Ruud, Material Park, OH: American So ciety for Metals. 1991. P. 47-54.

УДК 621.9. ОСТАТОЧНЫЕ НАПРЯЖЕНИЯ И ДЕФОРМАЦИИ ПРИ ИЗГОТОВЛЕНИИ МАЛОЖЕСТКИХ ДЕТАЛЕЙ ИЗ АЛЮМИНИЕВЫХ СПЛАВОВ С.И. Ботвенко, П.С.Смольков Национальный исследовательский Иркутский государственный технический университет Образование остаточных напряжений в детали напрямую связано с технологическим процес сом е изготовления. Использование методов контроля остаточных напряжений позволяет дать оценку ряду эксплуатационных характеристик авиационных деталей. В настоящей ста тье рассматривается связь между остаточными напряжениями и деформациями, возникаю щими в алюминиевых заготовках при обработке резанием. Приведены современные методы контроля остаточных напряжений.

Ил. 4.

Ключевые слова: начальные напряжения;

остаточные напряжения;

остаточные деформа ции деталей;

обработка резанием;

внутренние силовые факторы.

В самолетостроении широко распространены детали из алюминиевых сплавов, объединяющие в себе обшивку планера и элементы силового набора, пространственно ориентированные рамы и другие сложные в конструкторском и технологическом плане детали. При малой толщине полотна и ребер они имеют значительные размеры в плане и в целом обладают пониженной жестко стью. При существующих технологических процессах размерная точность, ше роховатость поверхности, погрешности формы общего и местного характера после механической обработки на заданном уровне в большинстве случаев не обеспечиваются. Это вынуждает вводить в технологический процесс дополни тельные операции правки, рихтовки, зачистки и т.д., что увеличивает цикл вы пуска изделий, а следовательно, и их себестоимость. Разработка рациональных технологических процессов механической обработки, позволяющих свести к нулю или минимизировать поводки, коробление, хлопуны, скручивание и т.д., основывается на знании остаточных напряжений в заготовке и напряжений, вносимых процессом резания не только в любом сечении детали, но и в любой ее точке. Отсутствие достоверной информации о величине остаточных напря жений, характере их распределения и знаке не позволяет производить оценку ряда эксплуатационных характеристик авиационных конструкций, снижать их металлоемкость как на стадии получения заготовок, так и при окончательной обработке деталей, рационально распределять удаляемые припуски и т.д.

Образование остаточных деформаций тесно связано с возникновением и перераспределением остаточных напряжений на всем протяжении технологиче ского процесса. Мы будем рассматривать только остаточные напряжения пер вого рода, т.е. напряжения, уравновешивающиеся в пределах области, размеры которой одного порядка с размерами детали, т.к. именно с этими напряжениями непосредственно связаны остаточные деформации деталей. Несмотря на разно образие источников, порождающих остаточные напряжения в металлах, основ ным условием их возникновения можно считать неоднородную пластическую деформацию, возникающую в результате механического воздействия или тем пературных перепадов.

Рассматривая задачу об остаточных деформациях следует разделить е на две: первая – образование остаточных деформаций при механической обработ ке как результат перераспределения остаточных напряжений, возникших на предыдущей стадии – при термической обработке;

вторая – образование оста точных деформаций в связи с формированием остаточных напряжений собст венно при механической обработке. С известным упрощением образование ос таточных деформаций при механической обработке в связи с перераспределе нием остаточных напряжений от предшествующего процесса можно объяснить следующим образом: срезаемый слой металла уносит свою долю напряжений и нарушает равновесие исходных остаточных напряжений. Статическое равнове сие восстанавливается в результате перераспределения остаточных напряже ний, после устранения внешних сил, что сопровождается растяжением (сжати ем) детали и ее изгибом (рис. 1).

а) б) в) Рис. 1. Схема образования остаточных напряжений и деформаций при удалении припуска с заготовки, имеющей остаточные напряжения:

а – эпюра термических остаточных напряжений;

б – эпюра дополнительных напряжений, возникающих в результате перераспределения остаточных напряжений в заготовке, после снятия припуска;

в – эпюра остаточных напряжений в детали после снятия внешних сил Обработка резанием всегда сопровождается деформацией поверхностного слоя детали, деформированные слои металла упрочняются и в них наводятся остаточные напряжения, имеющие значительную величину, но локализованные в тонком слое. С образованием остаточных напряжений неразрывно связано и появление остаточных деформаций растяжения-сжатия и изгиба. Для матема тического описания этой связи удобно использовать понятие начальных напря жений. Под начальными напряжениями понимают напряжения, возникающие в детали после обработки, но при отсутствии ее деформации. Механизм перехода начальных напряжений в остаточные следующий. Существование начальных напряжений возможно при приложении к детали осевой силы и изгибающего момента, действие которых при закрепленном положении представляется внешними усилиями зажима. После раскрепления деталь будет стремиться за нять новое равновесное состояние. При этом под действием неуравновешенно го изгибающего момента и силы произойдет изгиб и продольная деформация детали (удлинение или укорочение в зависимости от знака начальных напряже ний). В результате деформации начальные напряжения изменяют свой вид – перераспределяются по всему сечению детали и принимают равновесное со стояние, т.е. превращаются в остаточные напряжения (рис. 2).

Рис. 2. Схема образования остаточных напряжений и деформаций при односторонней механической обработке Представляет интерес вклад, который вносит каждая из упомянутых при чин в итоговую деформацию детали после обработки. Для упрощения рассмот рим их действия, не зависящие друг от друга. На рис. 3 представлены кривые, отражающие зависимость прогибов и относительных удлинений от соотноше ния между снимаемым припуском и полной высотой сечения заготовки.

Прогибы, зависящие от остаточных напряжений в заготовке (кривая 1), с ростом снимаемого припуска непрерывно увеличиваются. Изменение прогибов, обусловленных процессом резания (кривая 2), носит несколько иной характер:

их величина с уменьшением толщины оставшейся части заготовки возрастает вначале медленно, а затем резко увеличивается. Сопоставление кривых 1 и показывает, что до величины соотношения между припуском и полной высотой сечения a/H = 0,5-0,6 влияние собственно процесса резания несущественно.

При дальнейшем же увеличении a/H рассматриваемые факторы вполне равно значны.

Рис. 3. Зависимость компонент остаточной деформации от соотношения между тол щиной снимаемого припуска и исходной высотой сечения:

1, 3 – прогибы и относительное удлинение, обусловленные остаточными напряжениями в заготовке;



Pages:     | 1 || 3 | 4 |
 





 
© 2013 www.libed.ru - «Бесплатная библиотека научно-практических конференций»

Материалы этого сайта размещены для ознакомления, все права принадлежат их авторам.
Если Вы не согласны с тем, что Ваш материал размещён на этом сайте, пожалуйста, напишите нам, мы в течении 1-2 рабочих дней удалим его.