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 |   ...   | 2 | 3 || 5 | 6 |

«ТЕОРИЯ ФОРМООБРАЗОВАНИЯ ОПОР Теория формообразования опор качения КАЧЕНИЯ В книге приведена теория контакта ...»

-- [ Страница 4 ] --

Как известно, величина PS связана с нормальной силой резания Pr соотношением [83]:

(4.65) S PS Pr 3, S где S - объем шлама в межзерновом пространстве бруска;

- общий межзерновой объем бруска, который можно определить из выражения [119]:

1 KS.

Sб d 0 K 2 S Так как площадь контакта бруска с заготовкой S б равна:

c S б 2 r arcsin b, 2r (4.66) то, подставляя равенство (4.66) в предыдущее выражение, имеем:

c KS.

(b) 2 r b arcsin d 0 K 2r (4.67) 2 S Определим нормальную силу резания Pr. Как известно [119], нормальную силу резания одного зерна можно определить из выражения:

(4.68) Pr 51 сдв a 2 (1 ) 20,4 сдв S (1 ), где S - математическое ожидание площади сечения стружки.

Подставляя в (4.68) выражение (4.37), получим:

Pr ( y,, b) 20,4 S ( y,, b) сдв (1 ). (4.69) На участке ds бруска в окрестности точки y сила резания всех зерен равна:

dPr Pr ( y,, b) z 0 ( y,, b) ds Pr ( y,, b) z 0 ( y,, b) c 2 r arcsin dy 2r или, с учетом (4.69):

c dPr 20,4 S ( y,, b) сдв 1 z 0 ( y,, b) 2r arcsin dy.

2r Тогда сила резания всех зерен по всей площадке контакта бруска с заготовкой:

b yc Pr (b) 20,4 сдв 1 2 r arcsin c S ( y,, b) z 0 ( y,, b)dy (4.70) 2r b yc Преобразуем интеграл, стоящий в правой части (4.70):

b b yc yc 0, ay 2 zr a 4, 75 e a kr S ( y,, b) z 0 ( y,, b)dy 0,0746 d 2,75 dy y b b yc yc y yc 0,306 b 4,75 y b yc a kr 8 yc 2 b2 zr 0,0746 e dy.

d 0,75 b 8 yc Делаем замену переменной:

z y yc.

Тогда b yc S ( y,, b) z 0 ( y,, b)dy b yc b 0,306 b 2 z 4, 75 b z 2 zr a kr 8 8 0,0746 dz e d 0, b b 2 4,75 0,306 b 1 4 z 4, 4z zr b 2 a kr 8 b 1 2 0,0746 e dz.

2,75 b d Используем еще одну замену:

4z 2 b b t ;

z t ;

dz t 2 dt.

b2 2 Получаем:

b yc S ( y,, b) z 0 ( y,, b)dy b yc 0,306 b 4, 1 t b b zr 1 t 4,75 a kr 0,0746 t 2 dt e 2 d 0, 0,306 b 2 0,306 b 2 4,75 zr b b 1 t 4,75 a kr 8 1 t a kr 0,0746 e e t dt.

2,75 d Обозначим:

(4.71) 0,306 b t 4,75 a kr 8 L1 (b ) 1 t e t dt.

Тогда (4.70) примет вид:

4, z b 1 b r arcsin r c Pr (b) 0,0746 20,4 сдв 2, 2r d 0,306 b a kr e L1 (b ). (4.72) Подставим выражение (4.72) в (4.63). Тогда получим связь между линейным съемом в точке y 0 и нормальной силой резания:

1 1 2 Pr (b) q( y0 ) v z L( y 0, b) (4.73) 81,6 H 2 nb сдв (1 ) r, где L ( y 0, b) L ( y 0, b) (4.74) L ( y 0, b).

L1 (b) Выражения (4.63) и (4.73) были получены из предположения, что величина a m, а следовательно, и b - постоянные величины. Это возможно лишь в том случае, если при определении величины линейного съема в каждой точке поверхности не будет учтена величина засаливаемости бруска, т.е. если считать, что объем шлама в межзерновом пространстве бруска равен нулю. Как следует из выражений (4.64) и (4.65), величину засаливаемости бруска можно определить из выражения:

P S (b) (b) 1.

Pr (b) P (4.75) 1 Pr (b) Откуда следует, что объем шлама в межзерновом пространстве бруска будет равен нулю только в случае, если сила резания бруска будет совпадать с силой прижима бруска к заготовке (в выражении (4.64) величина PS равна нулю):

Pr (b ) P. (4.76) Из выражений (4.76) легко определить значение величины b.

Таким образом, выражения (4.63) или (4.73) вместе с уравнением (4.76) определят линейный съем в каждой обрабатываемой точке заготовки без учета зашлакованности бруска.

Однако следует заметить, что в процессе обработки бруском поверхности заготовки межзерновое пространство бруска забивается стружкой, что снижает силу резания, а следовательно, уменьшается при этом величина линейного съема. Для определения влияния зашлакованности бруска на величину линейного съема введем величину, которую назовем коэффициентом засаливания бруска:

(4.77) K z (b ).

S (b ) 1 (b ) S (b ) Очевидно, что при S (b ) 0 (т.е. когда в межзерновом пространстве бруска отсутствует шлам) величина K z (b ) 1. Напротив, если шлам занимает все межзерновое пространство бруска (это происходит при S (b ) (b ) ), то K z (b) 0. Как видно, диапазон изменения данной величины лежит в интервале 0, 1. Таким образом, засаливаемость бруска тем выше, чем меньше коэффициент засаливаемости.

Тогда с учетом (4.64) и (4.65) и обозначения (4.77) выражение для линейного съема (4.73) примет вид:

(4.78) 1 1 2 P K z (b) q( y0 ) v z L( y 0, b).

81,6 H 2 nb сдв (1 ) r В случае, если необходимо определить величину линейного съема без учета зашлакованности, следует положить в выражении (4.78) K z (b ) 1. Однако при реальном процессе обработки брусок засаливается, а следовательно, необходимо определять значение величины K z (b ). Для этого, как следует из (4.77), требуется найти величину объема шлама в межзерновом пространстве бруска S.

Объем шлама S (b) в межзерновом пространстве бруска при его повороте на угол 0 зависит от элементарного объема, снимаемого окрестностью каждой находящейся в контакте с заготовкой точкой бруска с момента своего вступления в контакт с заготовкой. Для решения поставленной задачи определим, какие точки бруска участвуют в контакте с заготовкой после его поворота на угол 0. Очевидно, координаты этих точек после поворота бруска на угол 0 должны удовлетворять неравенству:

xб 0 r или, с учетом (4.9):

(4.79) b 2 0 r cos sin r.

xб yб yб Решением неравенства (4.79) являются все точки бруска, координаты которых при центральном положении бруска удовлетворяют условию:

(4.80) y1 0 y y 2 0, где b b sin 0 cos 0 ;

y1 2 (4.81) b b sin 0 cos 0, y2 2 превращающие неравенство (4.79) в равенство.

Следует заметить, что из неравенства (4.79) мы будем иметь два корня не при любом угле поворота 0. На рис.4.8 показан участок рабочей поверхности бруска AB, который будет участвовать в контакте с заготовкой при угле поворота бруска на угол 0.

Как видно из рис.4.8, точка B, которая только вступает в контакт с заготовкой при повороте бруска на угол 0, находится вне контакта с заготовкой при меньших его углах поворота.

Для этой точки неравенство (4.79) не даст корня, так как ранее мы везде негласно полагали, что с заготовкой могут контактировать только те точки бруска, значения координат которых больше значений координат центра бруска x c в момент нахождения его в центральном положении.

Рис.4.8. Схема вступления в контакт с заготовкой участка AB бруска Для того, чтобы определить, при каких углах поворота бруска имеются два корня неравенства (4.79), подставим в это равенство первое значение корня y1 0 выражения (4.81):

b sin 1 4 2 b 2 cos cos b cos sin 2 1 1 4 2 b 2 cos 2 b sin 4 2 b 2 cos cos 2 b sin 4 2 b 2 cos cos b sin 4 2 b 2 cos (4.82) b sin 4 2 b 2 cos cos.

cos Как видно из (4.82), величина y1 0 будет корнем равенства (4.79) только в том случае, если скобка во втором слагаемом будет положительной:

(4.83) b sin 4 2 b 2 cos 0.

Подставляя значение y 2 0 из (4.81) в (4.79), получим:

1 b sin 4 2 b 2 cos cos b cos sin 2 1 1 4 2 b 2 cos 2 b sin 4 2 b 2 cos cos 2 b sin 4 2 b 2 cos cos b sin 4 2 b 2 cos (4.84) b sin 4 2 b 2 cos cos.

cos Как видно из (4.84), это выражение будет равно нулю только в том случае, когда скобка во втором слагаемом будет отрицательной:

(4.85) b sin 4 2 b 2 cos 0.

Таким образом, для того чтобы y1 0 и y 2 0 одновременно являлись корнями равенства (4.79), необходимо, чтобы выполнялись одновременно условия (4.83) и (4.85). Это возможно, если угол поворота бруска лежит в пределах:

(4.86) 4 2 b 4 2 b.

arctg arctg b b Так как в процессе колебательных движений бруска по H H заготовке центр бруска варьируется в пределах ;

, то, как 2 следует из (4.4), угол поворота бруска при этом будет изменяться в пределах:

max max, (4.87) где (4.88) H arcsin.

max b 2 R Таким образом, неравенство (4.88) имеет два корня (4.81), если выполняется условие:

(4.89) 4 2 b H arctg, arcsin 2 b b 2 R откуда длина обрабатываемой поверхности:

R b 2 2 b 2 H 2 2. (4.90) 4 Следовательно, для обеспечения возможности периодического отрыва точек бруска от обрабатываемой поверхности с целью его очистки от стружки и шлама необходимо соблюдать условие (4.90). В противном случает центральные точки бруска будут находиться в постоянном контакте с заготовкой и быстро потеряют режущие свойства. Это важное условие не учитывалось предыдущими исследователями.

Определим объем стружки, который сняла каждая окрестность точки бруска с момента своего вступления в контакт с заготовкой и до поворота бруска на угол 0. Для этого выберем произвольную точку y, удовлетворяющую неравенству (4.79). Из выражений (4.11) можно определить угол поворота бруска, при котором эта точка вступила в контакт с заготовкой:

b y (4.91) 1 ( y, b) 2arctg.

b y 2 Для определения объема металла, который снимет окрестность 0 фиксированной точки ( y б, x б ) бруска во время своего контакта с заготовкой, используем выражение (4.51). При повороте бруска на угол координата этой точки бруска изменится по закону (4.9).

Таким образом, вместо дифференциального уравнения (4.51) будем иметь уравнение:

(4.92) 1 1 2 c dV S ( y б,, b) z 0 ( y б,, b) v z 2r arcsin 2r ' (, b) dyd, которое определяет объем, снимаемый окрестностью точки бруска y б, при повороте бруска на угол d.

Проинтегрировав уравнение (4.51) по, получим объем, снимаемый окрестностью данной точки бруска при его повороте на угол 0 1 ( y, b ) :

1 1 2 c d S v z 2r arcsin 2r (4.93) S ( y б,, b) z a ( y б,, b) ' (, b)ddy.

1 ( y,b ) Однако здесь стоит учесть то обстоятельство, что нижний предел интегрирования 1 ( y, b ) может оказаться меньше, чем max.

Это означает, что данная точка бруска не выходит из контакта. В этом случае нижний предел интегрирования в (4.93) следует взять равным max.

Поэтому, введя обозначение:

y max 1 ( y, b ), max, (4.94) запишем окончательно:

1 1 2 c d S v z 2r arcsin 2r (4.95) S ( y б,, b) z a ( y б, b) ' (, b)ddy.

y Тогда объем, снимаемый всеми точками бруска, которые удовлетворяют условиям (4.80), будет иметь вид:

1 1 2 c S vz 2r arcsin 2r (4.96) y2 0 S ( y б,, b) z a ( y б,, b) ' (, b)ddy.

y1 0 y Так как с момента своего вступления в контакт с заготовкой точка, удовлетворяющая условию (4.80), при повороте бруска на угол 0 не выходила из контакта, то объем стружки, который сняла эта точка, определяемый из (4.95), заполняет межзерновое пространство элементарного участка бруска. Таким образом, выражение (4.96) определяет объем стружки, заполняющий межзерновое пространство всей рабочей поверхности бруска при его повороте на угол 0, который соответствует точке y 0 - координате центра бруска.

Приравнивая выражения (4.75) и (4.96), получим выражение для определения величины b :

P (4.97) 1 Pr (b) c 2 r b arcsin d 0 KS K 2r S P 1 Pr (b) 1 1 2 c 2 r arcsin vz 2r y2 0 S ( y б,, b) z a ( y б,, b) ' (, b)ddy.

y1 0 y Из соотношения (4.97) мы получаем зависимость величины b от угла поворота бруска с учетом накопившегося шлака в межзерновом пространстве бруска, а, как следует из выражения (4.77), зависимость от угла поворота коэффициента засаливаемости бруска K z (b ).

Выполненные расчеты, как уже отмечалось, были сделаны при случае, когда обрабатываемый профиль имеет прямолинейную форму.

Однако полученные выражения можно использовать и в случае криволинейного профиля. Для этого будем полагать, что радиус рабочей поверхности бруска в процессе обработки приобретает определенную форму, которая зависит от профиля обрабатываемой заготовки. Таким образом, от формы обрабатываемой поверхности будет зависеть радиус рабочей поверхности бруска, который можно использовать в приведенных выше формулах.

На практике технологическим параметром, с помощью которого можно определить, является угол осцилляции бруска b (рис.4.9 и 4.10).

Определим радиус рабочей поверхности бруска в случае, если профиль является прямолинейным.

Как следует из рис.4.9, величину радиуса бруска можно определить следующим образом. Так как контакт рабочей поверхности бруска и обрабатываемой поверхности заготовки происходит по нормали к этим поверхностям, то радиус рабочей поверхности бруска находится из простых геометрических построений. Из треугольника QOc Oc1 имеем:

Oc Oc1 (4.98) QOc.

tg b H Так как QOc R, а Oc Oc1, то из равенства (4.98):

(4.99) H R.

2tg b Таким образом, радиус бруска получается тем меньше, чем больше угол b его осцилляции и больше радиус R осцилляции. А чем меньше радиус бруска, тем выше его самозатачиваемость.

Рис.4.9. Схема расчета радиуса профиля бруска при обработке прямолинейной заготовки Следовательно, с целью повышения режущих способностей инструмента необходимо увеличивать угол осцилляции и при неизменном угле увеличивать радиус осцилляции.

На рис. 4.10 представлена схема процесса суперфиниширования для случая, когда профиль поверхности заготовки имеет форму дуги окружности.

Радиус кривизны профиля с центром в точке Oz обозначим через z. Тогда профиль имеет выпуклость величиной, которую можно определить из выражения:

TOz FOz z z cos, где, как следует из треугольника Oz FK :

H arcsin.

2 z Брусок осциллирует вокруг точки Q и максимальный угол отклонения равен b. Как следует из рис. 4.10, величина равна:

(4.100) 2 KU Oc1U, где (4.101) H KU FU.

Для определения величин FU и Oc1U выберем декартовую систему координат xFy. В этой системе координат уравнение прямой, проходящей через точки Q и Oc1, имеет вид:

y ctg b x FQ, (4.102) где H FQ TQ R z z 1.

2 z Уравнение прямой, проходящей через точки Oz и Oc1, имеет вид:

(4.103) H y ctg x FOz ctg x z 1.

2 z Тогда, приравнивая правые части уравнений (4.102) и (4.103), найдем их точку пересечения, а следовательно, и отрезок FU :

z R H z R FU x ctg ctg b 1 H H ctg 2 z b 2 z 2 z или H HR x 2 (4.104) 1 H H ctg 1 H H ctg 2 z b b 2 z 2 z 2 z 2 z.

Подставляя (4.104) в (4.102), получим:

z R H UOc1 y ctg b R (4.105) H H ctg b 2 z 2 z 2 z 1 1 H.

z 2 z Таким образом, подставляя в (4.100) выражения (4.105) и (4.101) с учетом (4.104), получим выражение для.

Отметим, что в случае прямолинейного профиля, когда z, как следует из (4.104):

(4.106) H FU x, а следовательно, (4.107) H UOc1 y ctg b R, что совпадает с выражением (4.99).

Определив значение из выражения (4.107), можно найти величину b, а Рис.4.10. Схема расчета радиуса профиля бруска при обработке криволинейной образующей заготовки затем, воспользовавшись выражением (4.63) и вернувшись к старой системе координат, представленной на рис.4.1, линейный съем q ( y 0 ) в произвольной точке поверхности при одноразовом прохождении бруска через данную точку.

На практике удобно определять линейный съем в каждой точке обрабатываемой поверхности не за один проход бруска через точку, а за некоторое время обработки бруском заготовки. Как следует из выражения (4.1), время для однократного прохождения всей обрабатывающей поверхности бруском можно определить из условия:

HH sin(2 nb 2 ) 2 HH sin(2 nb 1 ), 2 откуда 1 2,.

4nb 4 nb Таким образом, за время 1 2 брусок однократно 2nb пройдет через все точки заготовки. Это очень маленькая величина.

Так, например, если nb 200 об/мин, то 0,15 сек. Тогда 2 за время брусок пройдет обрабатываемую поверхность 2 nb число раз.

Так как за один проход бруска через точку заготовки величина линейного съема определялась выражением (4.78), то за время линейный съем в каждой точке будет определяться из выражения:

(4.108) 1 1 2 P K z (b) q( y0 ) v z L ( y 0, b) 2.

81,6 H 2 сдв (1 ) r Таким образом, выражение (4.108) определяет величину линейного съема в каждой точке обрабатываемой поверхности бруском за общее время работы с учетом засаливаемости бруска.

Величину засаливаемости можно определить из выражения (4.77), а величину b из выражения (4.97). В случае, если требуется определить величину линейного съема без учета коэффициента засаливаемости, то в выражении (4.108) следует положить K z (b ) 1, а величину b следует искать из условия (4.76).

Тогда профиль, который будет образовываться в процессе обработки бруском за время будет описываться выражением:

x f ( y 0 ) q ( y 0, ), где f ( y ) - первоначальная форма обрабатываемого профиля;

q ( y 0, ) - величина линейного съема в точке y 0 за время обработки бруском поверхности заготовки.

4.2. Алгоритм и программа расчета геометрических параметров обработанной поверхности Как показали представленные исследования, механизм удаления припуска при формообразующем суперфинишировании весьма сложный, а математические модели, отражающие этот механизм, в практических целях можно применять только при использовании современной вычислительной техники. Поэтому нами была разработана программа расчета величины снимаемого припуска в среде MathCAD PLUS 7.0 PRО, представленная на рис. 4.11 и 4.12.

В качестве исходных данных используются размеры заготовки:

H диаметр d и длина профиля обрабатываемой поверхности, механические свойства материала заготовки: напряжение сдвига сдв и коэффициент усадки стружки, параметры, характеризующие абразивный инструмент: средний диаметр абразивных зерен d 0, ширину c бруска, коэффициент структуры K S, параметры режима обработки: сила прижима бруска к заготовке P, частота вращения заготовки n z, частота вращения инструментальной головки nb и время обработки, а также геометрические параметры станка: угол пересечения осей инструментальной головки и шпинделя изделия и радиус кругового движения бруска R.

На первом этапе исследований подсчитываются значения вспомогательных величин: окружной скорости заготовки и vz критической глубины внедрения абразивных зерен в обрабатываемую Входные параметры:

tsdv:= 1400 МПа do:= 0.007 мм H:= 8 мм : 1. Ks:= 45 мм R:= 97.5 мм c:= 10 мм b:= 1.5 r:= nb:= 180 2 об/сек Вычисления H := R 2 tanb - радиуса рабочей поверхности бруска vz nz: 2 r nz - окружной скорости заготовки:

H nb - скорости перемещения бруска nz, nb:

2 r nz относительно заготовки 1 + 1 + (nz, nb) v nz, nb: vz(nz) - критической глубины внедрения do зерен в поверхность akr: = 0. tsdv 1 + - вспомогательных величин 0.306 b 2 Ks (b): = zo: = 8 akr do 1 - L1(b):= 1 - t 4.75 (b)t dt t2 e 0 - выражения для определения силы резания в зависимости от величины b c zo Pr(b):=1.52184 tsdv 1+ r asin b10.5 2.75 4.75 4.75 e-(b) L 2 r do - максимально возможной глубины b am(b): = внедрения бруска в заготовку по всей площадке контакта выражения для определения - P T P, b: величины площадки контакта b в Pr(b) зависимости от силы прижима бруска P без учета засаливания бруска Рис. 4.11 Программа вычисления линейного съема в точках обрабатывающей поверхности без учета засаливания бруска - определения величины площадки b( P ) A контакта из уравнения: T(P,b)= B B TOL while A A B X X if ( T( P X) ) ( T( P A ) A B X otherwise X график зависимости величины b от P:= 40,60...300 Н силы прижима бруска P 1. 1. 1. b( P ) 1. 0. 40 92 144 196 248 P Вычисление углов поворота бруска, при котором точка yo войдет в контакт с бруском и при котором выйдет из контакта b yo + b yo - 21(yo,b):= asin 2 11(yo, b):= asin 2b b R + R + H max(b):= asin b 2 R + 1(yo, b): max11(yo, b) - max(b) 2(yo, b): max 21(yo, b) max(b) Рис.4.11. Продолжение Вычисление координаты центра b sin yc(, b):= R + бруска при повороте бруска на угол y yc(, b) Вычисление максимальной b в ay(y,, b):= глубины внедрения бруска 8 заготовку в сечении y бруска при положении его центра в точке yc(, b ) Wa(x): = 0.497 e 0.306x Вспомогательная величина для вычисления площади одного зерна Математическое ожидание площади So(y,, b) := 0.625 ay(y,, b) сечения одного зерна внедренного в ay(y,, b) заготовку в сечении y бруска, при Wa akr отклонении бруска от центрального положения на угол Вычисление числа активных режущих 2. ay(y,, b) zao(y,, b): = 0.24 zo зерен, внедренных в заготовку в do сечении y бруска при его отклонении от центрального положения на угол Вычисление '(,b), которое обозначае R + 2 b cos здесь F(,b) F(, b):= H nb 1 yc(, b) H Вычисление величины линейного съема в точке yo заготовки при силе прижиме бруска P и частоте вращения заготовки nz за один проход бруска через обрабатывающую точку b1 b(P) 2 (yo,b) q(yo, nz, P): = 1 c So yo,, b zao yo,, b F, bd v(nz, nb) asin 2 r 1(yo,b) Рис.4.11. Продолжение График зависимости величины линейного съема от положения точки на поверхности при однократном прохождении ее бруском Подсчет величины линейного съема в точке заготовки за один проход через нее по преобразованной формуле Подсчет вспомогательных величин - L1(b):= 1 t t 2 e (b)t 4. dt 0 2 b 1 yo t H - 1 Hb 1 t t 2 e 4.75 (b)t dt if yo 0 2 b 1 yo t H L1(b):= 4 H yo - b2 1 t 4. t 2 e (b)t dt otherwise 2 b 1 yo t H Подсчет линейного съема по эквивалентной формуле b1 b(P) Lp(yo, b1) + Lm(yo, b1) qr(yo, nz, P): = P v(nz, nb) 81.6 H 2 nb tsdv 1 + r L1(b1) Рис.4.11. Продолжение Сравнительные графики подсчета линейного съема 0. по двум формулам q yo 120 60 8.568 1000 qr yo 120 6.552 4.536 2.52 0 0.5 1 1.5 2 2.5 3 3.5 yo Рис.4.11. Окончание поверхность a kr, при которой они выпадают из связки. Далее определяется размер площадки контакта бруска с заготовкой b без учета засаливания бруска из уравнения (4.76) при критической глубине a kr. После чего определяется величина линейного съема без учета засаливания бруска из выражения (4.108) при K z (b ) K z (b) определяется позже в (рис.4.11). Величина засаливания программе (рис.4.12).

Для этого сначала находится радиус профиля бруска. Затем из уравнения Pr (b ) P или эквивалентного ему уравнения:

P T ( P, b) 1 Pr (b) определяется величина площадки контакта b без учета засаливания бруска. Затем определяется угол отклонения бруска от своего центрального положения при вступлении в контакт с точкой y заготовки и угол отклонения при выходе бруска из контакта с этой точкой. В программе эти углы обозначены через 11( y 0, b) и 21( y 0, b ). Эти углы должны лежать в пределах max (b ), max (b ), так как это максимально возможные углы отклонения бруска от своего центрального положения. В случае, если углы 11 или принимают значения за допустимым интервалом, то это означает, что точка y 0 не выходит из контакта с бруском, и в этом случае мы заменяем угол, выходящий за допустимый интервал, соответствующей границей интервала. Затем идет непосредственный подсчет различных величин, необходимых для подсчета величины линейного съема, а затем и подсчет линейного съема в каждой точке поверхности. Далее по программе определяется коэффициент засаливания поверхности бруска K z (b ) (рис.4.12). Это один из важнейших этапов программы.

Этот коэффициент зависит от времени контакта бруска с заданной точкой профиля, а также от условий суперфиниширования.

Для определения величины этого коэффициента отыскивается величина b - размер площадки контакта, который уже не будет постоянной величиной, а будет зависеть от степени зашлакованности бруска, которая характеризуется величиной S (b ).

С одной стороны, эта величина зависит от отношения силы прижима P бруска к его силе резания Pr (b ), а также от общего объема межзернового пространства бруска (b ). Эта зависимость представлена выражением (4.75). С другой стороны, величина S (b ) непосредственно подсчитывается как интегральная сумма, которая складывается из суммы объема, который снимет произвольная окрестность точки бруска с момента своего начала контакта с заготовкой и до того, пока центр бруска не достигнет обрабатывающей точки, а затем ищется интегральная сумма, суммирующая эти объемы. Эта интегральная сумма представлена в виде двойного интеграла в выражении (4.96). Приравнивая выражения (4.75) и (4.96), получаем уравнение, связывающие угол отклонения бруска от своего центрального положения, силу прижима бруска P и другие параметры со значением величины b. Определив значение b, в дальнейшем определяем величины S (b ) и K z (b ), а затем величину Определяем координаты b2 b sino coso y1(o, b):= точек на бруске при 4 положении бруска в b центральном положении, b sino coso y2(o, b):= которые будут являться 4 крайними точками контакта бруска с заготовкой при повороте бруска на угол.

Определяем угол поворота b y бруска, при котором точка 2 1n(y, b): = 2 atan бруска, имеющая координату b y 2 2 y при положении бруска в центральном положении, вступит в контакт с заготовкой.

y(y, b): max1n(y, b) - max(b) Определение координаты точки бруска, имеющей координату y при центральном положении бруска, при отклонении бруска на угол.

R 2 y 2 2 b sin y cos yb(y,, b):= Математическое ожидание площади Sa(y,, b):= So(yb(y,, b),, b) сечения зерна в плоскости yb(y,,b), в которую перейдет точка бруска, имеющая координату y на бруске при его центральном положении.

za(y,, b): = zao(yb(y,, b),, b) Число активных зерен бруска в yb(y,, b) сечении c B(nz):= v(nz, nb) 2 r asin 2 r Рис. 4.12. Программа вычисления степени засаливаемости бруска снимаемой стружкой и шламом Объем шлама снимаемый всеми точками бруска, участвующими в контакте с заготовкой, при отклонении последнего на угол от центрального положения с момента своего вступления в контакт с заготовкой:

y2(o,b) o Sa(y,, b) za(y,, b) F(, b)ddy VsL(b, o, nz):= B(nz) y1(o,b) ay(y,b) Подсчет объема 1 c V(b):= 2 r b asin do Ks 2 r Ks межзернового пространства Второе выражение для T(P, b) определения объема шлама VsL1(P, b): = V(b) в межзерновом пространстве 1+ T(P, b) бруска Fb(P, b, o, nz): = VsL b, o, nz VsL1 P, b Уравнение для определения величины площадки контакта b в зависимости от зашлакованности бруска Поиск значений размеров площадки контакта в зависимости от силы прижима бруска, угла поворота, частоты вращения заготовки вокруг своей оси 3b( P ) bo ( P o nz ) A B b( P ) B TOL while A A B X X if ( Fb( P X o nz ) ) ( Fb( P A o nz ) ) A B X otherwise X Выражение для определения Kz(P, b): = коэффициента засаливаемости бруска VsL1(P, b) 1+ V(b) VsL1(P, b) Рис. 4.12. Продолжение kr:= 20 i: 1..kr uo: = 0 uk: = b b Подсчет значений при силе прижима бруска P=120H при uk uo uh:= o i : uo i uh различных частотах вращения kr заготовки и различных углах j:= 0..2 nz j : 1000 1000 j поворота бруска nz j b i,j : bo P, o i,, nb График зависимости величины 0. b от величины угла отклонения 0. бруска от своего центрального положения 0. b i 0. 0. 0. 0 0.3 0.6 0.9 1.2 1. o i График зависимости 0. коэффициента засаливания в зависимости от величины 0. площадки контакта b при силе 0. Kz 120 b прижима P=120H i 0. 0. 0. 0.9 0.91 0.93 0.94 0.95 0. b i yo yco, b Вспомогательные величины Lpbo, b:

для подсчета линейного съема Lp yo, b с учетом засаливаемости бруска yo yco, b Lmbo, b:

Lm yo, b Рис. 4.12. Продолжение Подсчет линейного съема при однократном прохождении бруском через точки поверхности с учетом засаливаемости бруска o uo qs ( o nz P ) i uh nz j nz nz P Kz P b i j Lpb o b i j Lmb o b i j v ( nz nb ) L1 b i j 81.6 H nb tsdv ( 1 ) r q3(yo, nz, P): q(yo, nz, P) Зависимость линейного съема от величины угла отклонения бруска от o uo qs ( o nz P ) i своего центрального положения без uh учета зашлакованности nz j yc o b i j yo q3 ( yo nz P ) Графики линейного съема с учетом и без учета засаливания бруска при однократном его прохождении через точки обрабатываемой поверхности 0. 9.80856 q o 1000 120 i 7.66807 qs o 1000 120 5.52759 i 3.3871 1.24662 0 0.19 0.37 0.56 0.75 0.94 1.12 1.31 1. o i q3(o, nz, P, ):= 2 nb q(o, nz, P) Величина линейного съема без учета зашлакованности за время обработки поверхности бруском 7 сек при частоте вращения заготовки 1000 и q(o, nz, P, ):= q3(o, nz, P, ) об/мин Рис. 4.12. Продолжение 0. 0. q o 1000 120 i 0. q o 3000 120 7 0. i 0. 0. 0 0.3 0.6 0.9 1.2 1. o i qss(o, nz, P, ):= 2 nb qs(o, nz, P) Величина линейного съема с учетом зашлакованности за qs(o, nz, P, ):= qss(o, nz, P, ) время обработки поверхности бруском 7 сек при частоте вращения заготовки 1000 и 3000 об/мин 0. 0. qs o 1000 120 i 0. qs o 3000 120 7 0. i 0. 0. 0 0.3 0.6 0.9 1.2 1. o i Рис.4.12. Окончание линейного съема в каждой точке обрабатывающей поверхности с учетом коэффициента засаливаемости. Таким образом вычислены все необходимые величины для определения линейного съема в каждой точке обрабатываемой поверхности. На этом работа программы завершается.

4.3. Анализ влияния технологических факторов на параметры процесса формообразования поверхности при суперфинишировании В табл. 4.2 приведены типичные значения исходных технологических параметров, при которых осуществлялся данный анализ, и диапазон их изменения.

Для случая прямолинейного профиля, как следует из табл.4.2 и выражения (4.98) или (4.106), величина принимает минимальное значение при минимальном значении H, максимальных значениях b и R.

Таблица 4. Значения исходных параметров и диапазон их изменения d 0 7 14 мкм nb 100 500 дв.об./мин b 0,50 30 KS n z 1000 3000 об/мин c 5 10 мм H 8 40 мм 1, sdv 1400 МПа P 40 R 80 120 мм r 20 60 мм Таким образом, величина меняется в пределах:

70 1066 мм.

При средних значениях H, b и R из табл.4.2 величина принимает значение, равное:

329,544 мм.

На рис. 4.13 и 4.14 приведены результаты расчета линейного съема в каждой точке y 0 обрабатываемой поверхности заготовки за время 7 с без учета засаливания бруска (принимаем значение коэффициента K z (b ) 1), и с учетом засаливания (коэффициент K z (b ) подсчитывается).

Верхние кривые на графиках рис. 4.13 построены при условии отсутствия засаливания инструмента, а нижние - при условии засаливания.

Как видно из рис. 4.13 и 4.14, съем металла без учета засаливания бруска в несколько раз выше, чем при учете засаливания.

Это доказывает то, что степень засаливания инструмента является превалирующим фактором процесса суперфиниширования. Все засаливания действия, направленные к изменению степени инструмента, оказывают решающее влияние на результаты обработки.

Поэтому все прежние теоретические исследования, которые не учитывали процесс засаливания или не точно его отражали, в искаженном виде представляли механизм процесса суперфиниширования.

Из рисунков видно, что без учета засаливания зернистость инструмента слабо влияет на величину съема металла. Это объясняется тем, что при равных условиях абразивные зерна мелкозернистого инструмента хотя и оставляют менее глубокие зерна царапины на поверхности заготовки, чем абразивные крупнозернистого инструмента, но зато число царапин в единицу времени мелкозернистый инструмент делает большее, чем крупнозернистый, и эти два фактора уравновешиваются.

С учетом засаливания инструмента влияние зернистости инструмента становится существенным. Это особенно наглядно показано на рис. 4.15. Так, в данных условиях при использовании инструмента зернистости М14 съем металла в 1,6-1,8 раза выше, чем при использовании инструмента зернистостью М7, что хорошо согласуется с практикой. Объясняется это тем, что более крупнозернистый инструмент имеет больший объем межзернового пространства и, следовательно, большая часть внешней нагрузки затрачивается на резание, чем у мелкозернистого инструмента.

0. 0. q yo i 0. qs yo 0. i 0. 0 0.63 1.27 1.9 2.53 3.17 3. yo i Рис.4.13. Линейный съем q, мм вдоль профиля заготовки при обработке инструментом зернистостью М7 без учета засаливания инструмента (сплошная линия) и с учетом засаливания (пунктирная): n z =3000 об/мин;

nb =100 об/мин;

Р =80Н;

d 0 = 0, мм 0. q yo 0. i qs yo i 0. 0 0.63 1.27 1.9 2.53 3.17 3. yo i Рис.4.14. Линейный съем q, мм вдоль профиля заготовки при обработке инструментом зернистостью М14 без учета засаливания инструмента (сплошная линия) и с учетом засаливания (пунктирная) : n z =3000 об/мин;

nb =100 об/мин;

Р =80Н;

d 0 = 0,014 мм Из рисунков также видно, что съем металла на периферии поверхности заготовки при данном способе обработки получается в 2 2,5 раза выше, чем в центре. Объясняется это тем, что вследствие переменной скорости перемещения пятна контакта заготовки и инструмента вдоль профиля обрабатываемой поверхности, время контакта на периферийных участках поверхности заготовки получается большее, чем на центральном участке. Поэтому брусок большую часть времени обработки снимает припуск по краю профиля, что и объясняет указанную зависимость. Разница между съемом металла на центральном участке профиля заготовки и на периферийных участках при обработке крупнозернистым инструментом несколько выше, чем при обработке мелкозернистым инструментом (рис. 4.15). Поэтому при необходимости получения более выпуклого профиля или для исправления более существенных погрешностей профиля заготовки следует при обработке применять более крупнозернистый инструмент.

На рис. 4.16 показан съем металла вдоль профиля заготовки при различных частотах ее вращения, а на рис. 4.17 - при различных частотах движения инструментальной головки.

Как видно из рис. 4.16, с увеличением частоты вращения заготовки съем металла возрастает. Объясняется это тем, что при большей частоте вращения заготовки рабочая поверхность абразивного инструмента проделывает больший путь по обрабатываемой поверхности, а следовательно, больше снимает металла. С другой стороны, с возрастанием частоты вращения заготовки увеличивается степень засаливания инструмента, что способствует уменьшению скорости съема припуска.

Первый фактор превалирует над вторым до того момента, когда брусок значительно засалится. При дальнейшем увеличении частоты вращения заготовки межзерновое пространство инструмента почти полностью будет заполняться снимаемой стружкой и это не позволит получить дополнительного съема металла. К числу эффективных управляющих факторов относится частота вращения инструментальной головки. Как видно из рис. 4.17, с увеличением 0. qs yo 0. i qs1 yo i 0. 0 0.63 1.27 1.9 2.53 3.17 3. yo i Рис.4.15. Съем металла q, мм вдоль профиля обрабатываемой поверхности при различной зернистости инструмента: d 0 = 0, мм - пунктирная;

d 0 = 0,007 мм - сплошная линия;

n z =3000 об/мин;

nb =200 об/мин;

Р =80Н 0. qs yo 0. i qs1 yo i 0. 0 0.63 1.27 1.9 2.53 3.17 3. yo i Рис. 4.16. Съем металла q, мм вдоль профиля заготовки при различных частотах вращения заготовки: n z =3000 об/мин сплошная линия;

n z =1000 об/мин - пунктирная;

nb =200 об/мин;

Р =80Н;

d 0 = 0,01 мм частоты вращения инструментальной головки, а, следовательно, и частоты осцилляции бруска, съем металла существенно возрастает.

Объясняется это тем, что с возрастанием частоты движения инструментальной головки уменьшается время контакта каждой точки рабочей поверхности инструмента с обрабатываемой поверхностью, что снижает степень засаливания инструмента. Как уже показано, с 0. qs yo 0. i qs1 yo i 0. 0 0.63 1.27 1.9 2.53 3.17 3. yo i Рис. 4.17. Съем металла q, мм вдоль профиля заготовки при различных частотах вращения инструментальной головки:

nb =100 об/мин - сплошная линия;

nb =500 об/мин - пунктирная;

n z =3000 об/мин;

Р =80Н;

d 0 = 0,01 мм 0. qs yo 0. i qs1 yo i 0. 0 0.63 1.27 1.9 2.53 3.17 3. yo i Рис. 4.18. Съем металла q, мм вдоль профиля заготовки при различных значениях силы прижима инструментов к обрабатываемой поверхности:

Р =80Н - сплошная;

Р =120Н - пунктирная;

n z =3000 об/мин;

nb =200 об/мин;

d 0 = 0,01 мм уменьшением степени засаливания инструмента возрастает съем металла, что и приводит к значительному влиянию на процесс обработки частоты движения инструментальной головки.

Некоторое влияние на съем металла и выпуклость профиля заготовки оказывает сила прижима инструментов к обрабатываемой поверхности. На рис.4.18 пунктирной линией показана данная зависимость, соответствующая силе прижима, равной 120Н, сплошной линией - соответствующая силе прижима 40Н.

Как видно из рис. 4.18, с увеличением силы прижима съем металла возрастает. Однако это влияние невелико по сравнению с другими факторами. Объясняется это тем, что с возрастанием силы прижима, с одной стороны, возрастает глубина внедрения зерен в обрабатываемую поверхность, что способствует увеличению скорости снятия припуска. С другой стороны, увеличение скорости снятия припуска приводит к более интенсивному заполнению стружкой и шламом межзернового пространства и более интенсивному изнашиванию зерен, что способствует уменьшению снимаемого припуска.

Из двух факторов превалирует первый, но в итоге влияние силы на съем металла получается прижима брусков к заготовке малозначимым. Все факторы, которые способствуют увеличению съема припуски при обработке в процессе многобрускового суперфиниширования, обеспечивают формирование выпуклого профиля заготовки. Это наглядно представлено на рис. 4.19-4.22.

Предполагалось, что в исходном состоянии заготовка имела прямолинейный профиль обрабатываемой поверхности. В результате неравномерного съема металла при обработке обработанная поверхность приобретает выпуклый профиль. Профиль аппроксимировался степенной зависимостью вида:

Х А уn, где - величина выпуклости профиля, мм;

А - коэффициент формы мм 1 n ;

n - показатель формы профиля;

Х и у профиля, соответственно ордината и абсцисса произвольной точки профиля, мм.

Из рис. 4.19-4.22 видно, что процесс многобрускового суперфиниширования является эффективным способом обработки поверхностей с оптимизированной формой профиля. Во всех представленных на рисунках случаях показатель формы профиля имеет величину, близкую к 6, что является оптимальным для дорожек качения роликоподшипников.

0. 0. X( Y ) 0. X1( Y ) 0. 3.8 2.71 1.63 0.54 0.54 1.63 2.71 3. Y Рис. 4.19. Профиль заготовки при разных частотах движения инструментальной головки: nb=100 об/мин - сплошная линия (А=8,94Ч10-7мм;

n=6,51);

nb=500 -пункти-рная линия (А=8,08 Ч10- мм;

n=5,95);

nZ=3000 об/мин;

Р =80Н;

d 0 = 0,01 мм 0. 0. X( Y) 0. X1( Y) 0. 3.8 2.71 1.63 0.54 0.54 1.63 2.71 3. Y Рис. 4.20. Профиль заготовки, получаемый при различных силах прижимах брусков к заготовке: Р 40Н -сплошная линия (А=2,05Ч10-6мм;

n=6,35);

P=120H-пункти-рная линия (А=3,84 Ч10 мм;

n=5,94);

n z =3000 об/мин;

nb =200 об/мин;

d0= 0,01 мм Величина выпуклости профиля зависит от режима обработки.

Наиболее значимым фактором, обеспечивающим регулирование величины выпуклости обработанной поверхности, является частота движения инструментальной головки (рис. 4.19). С изменением частоты движения инструментальной головки со 100 об/мин до об/мин величина выпуклости возрастает в 4,5 раза (с 0,003мм до 0,013мм). Следовательно, регулируя частоту движения инструментальной головки, можно эффективно управлять как съемом металла, так и величиной выпуклости.

Вторым по значимости фактором является зернистость инструмента. Увеличивая зернистость инструмента с М7 до М можно повысить выпуклость в 1,75 раза. Однако известно, что с увеличением зернистости инструмента возрастает шероховатость поверхности. Поэтому этот фактор имеет ограниченное применение. Частота вращения заготовки и особенно сила прижима инструментов к заготовке оказывают на величину выпуклости меньшее влияние, чем другие факторы.

Для подтверждения реальности выполненного анализа на рис.

4.23 - 4.26 приведено сопоставление результатов теоретических расчетов с результатами опыта. На рисунках показаны теоретические и экспериментальные зависимости съема металла и выпуклости профиля заготовки от наиболее значимых факторов: зернистости инструмента и частоты вращения инструментальной головки. Первая пара графиков соответствует следующим условиям исследования:

сила прижима бруска к заготовке Р=80Н, угол пересечения осей заготовки и инструментальной головки 1,5 градуса, брусок средней твердости (HRA=20 ед) и структуры (К5), частота вращения инструментальной головки 200 об/мин., частота вращения заготовки 3000 об/мин, время 7 с, зернистость M14.

Вторая пара графиков получена при тех же условиях, но зернистость инструмента составляла М10. Сплошными линиями показаны теоретические зависимости, кружочками представлены регрессионные зависимости, полученные по экспериментальным 0. 0. X( Y) 0. X1 Y) ( 0. 3.8 2.71 1.63 0.54 0.54 1.63 2.71 3. Y Рис.4.21. Профиль заготовки, получаемый при различных частотах вращения заготовки: nZ=1000об/мин -сплошная линия (А=2,9810 мм;

n=5,98);

nZ=3000об/мин - пунктирная линия (А= 3,32 10 6 мм;

n=6,05);

nb=200 об/мин;

P=80Н;

d0= 0,01 мм 0. 0. X( Y) 0. X1( Y) 0. 3.8 2.71 1.63 0.54 0.54 1.63 2.71 3. Y Рис. 4.22. Профиль заготовки, получаемый при различной зернистости инструмента: М7-сплошная линия (А=3,7610-7мм;

n=7,4);

М14-пунктирная линия (А=1,7710-5мм;

n=5,023);

n z = об/мин;

nb =200 об/мин;

Р =80Н;

данным, пунктирными линиями показаны верхние и нижние доверительные интервалы экспериментальных данных при доверительной вероятности 0,95.

Доверительные интервалы подсчитывались по общепринятой методике. Среднее квадратическое отклонение экспериментальных данных s находилось путем обработки опытных данных. Число опытов в каждой точке опыта составляло n =3. В зависимости от числа степеней свободы k n 1 и доверительной вероятности 0.014 0. 0. 0. ( Z ) q( Z ) qT ( Z ) 0. T ( Z ) 0. qv( Z ) v( Z ) 0. qn( Z ) n( Z ) 0. 0. 0. 7 7.88 8.75 9.63 10.5 11.38 12.25 13.13 14 0. 7 8.75 10.5 12.25 Z Z Рис. 4.23. Зависимость съема Рис. 4.24. Зависимость металла (мм) от зернистости выпуклости профиля заготовки инструмента Z, мкм: qT ( Z ) - Z зерен (мм) от размера инструмента, мкм: T ( Z ) теоретическая зависимость;

теоретическая зависимость;

q ( Z ) - экспериментальная ( Z ) - экспериментальная зависимость;

qv ( Z ) и qn( Z ) зависимость;

v ( Z ) и n( Z ) доверительные интервалы доверительные интервалы 0.02 0. 0. 0. q( nb ) ( nb ) qT ( nb ) T ( nb ) 0. 0. qv( nb ) v( nb ) 0. qn( nb ) n( nb ) 0. 0. 100 200 300 400 100 180 260 340 420 nb nb Рис. 4.25. Зависимость съема Рис. 4.26. Зависимость металла (мм) от частоты выпуклости профиля заготовки вращения инструментальной (мм) от частоты вращения головки nb, об/мин: qT ( nb) - инструментальной головки nb, об/мин: T ( nb) - теоретическая теоретическая зависимость;

( nb) зависимость;

q ( nb) - экспериментальная экспериментальная зависимость;

зависимость;

qv ( nb) и qn(nb) v ( nb) и n(nb) - доверительные доверительные интервалы интервалы 0,95 по таблице Стьюдента определялось отклонение. В частности, при k 2 и 0,95 отклонение 4,303.

Затем по формуле s n находилась точность статистической оценки.

Доверительные границы определялись по формулам:

xv x 0 ;

xn x 0, где x0 - экспериментальное значение искомой величины;

xv и xn - доверительные границы.

Как видно из рис. 4.23-4.26, результаты теоретических исследований адекватно описывают опытные данные. Следовательно, выполненный выше анализ достаточно точно описывает механизм удаления припуска при формообразующем суперфинишировании и его можно использовать в практических целях.

Выводы 1. Выполнены исследования кинематических особенностей формообразующего суперфиниширования поверхностей типа дорожек качения наружных колец роликоподшипников. Выявлены закономерности формирования профиля абразивного бруска.

2. Рассмотрен механизм съема припуска и формирования профиля обрабатываемой поверхности в процессе формообразующего суперфиниширования и засаливания абразивного инструмента.

Теоретически обоснована возможность рационального профилирования обрабатываемой поверхности при обеспечении начального линейного контакта бруска с изделием и периодического взаимодействия отдельных участков его рабочей поверхности с соответствующими участками поверхности заготовки в условиях нестационарных режимных факторов.

3. Разработана программа расчета в среде MathCAD PLUS 7. PRO, позволяющая вычислять с учетом указанных факторов радиус профиля бруска, глубину его контакта с заготовкой, ширину площадки контакта, коэффициент засаливания брусков, съем металла вдоль профиля заготовки и величину ее выпуклости.

4. Аналитически исследовано влияние технологических на параметры обработки. Показано, что наибольшее факторов влияние на съем припуска и эффективность формообразования оказывают время обработки, частота вращения инструментальной головки и зернистость инструмента. Увеличение технологических факторов процесса приводит к возрастанию интенсивности съема припуска и формообразования обрабатываемой поверхности.

Глава 5. Результаты исследования эффективности процесса формообразующего суперфиниширования 5.1. Методика экспериментальных исследований и обработки экспериментальных данных Результаты исследований, выполненных в гл.4, показали, что при формообразующем суперфинишировании основное влияние на основные показатели качества обрабатываемой поверхности и на про изводительность процесса оказывают такие технологические факторы, как окружная скорость заготовки, угол наклона головки к оси заготов ки, частота вращения инструментальной головки, давление брусков на обрабатываемую поверхность, время обработки и характеристика аб разивных брусков.

Большое количество исследуемых факторов вызвало необходи мость поэтапного проведения экспериментальных исследований, ко торые осуществлялись в условиях производства Научно производст венного предприятия нестандартных изделий машиностроения (НПП НИМ) с использованием его технологического оборудования. Изме рение колец подшипников осуществлялось в измерительной лабора тории ОАО СПЗ-3.

Первый этап экспериментов заключался в исследовании степени влияния продолжительности обработки и характеристики брусков на выходные параметры обработки. На втором этапе определялось влия ние режимов суперфиниширования на показатели качества колец.

Таким образом, цикл экспериментальных исследований состоял из следующих этапов:

Исследование влияния на величину съема металла q, величину выпуклости профиля, шероховатость R a, некруглость кр и волни стость Wz поверхности, времени обработки, твердости HRC и зерни стости З брусков.

Определение влияния угла пересечения осей вращения заготов ки и инструментальной головки, частоты вращения брусков ( nb ), силы прижима брусков к обрабатываемой поверхности ( P ) и частоты вращения изделия ( n z ) на величину съема металла q, волнистость Wz и отклонение от круглости кр обрабатываемой поверхности, величину выпуклости профиля и шероховатость Ra.

Весь цикл экспериментов проводился на многобрусковом су перфинишном автомате модели ВДА-70 производства НПП НИМ, по зволяющем в широких пределах варьировать значениями исследуе мых факторов.

В качестве объекта исследований использовали наружные кольца радиального роликового подшипника № 92705 (рис. 5.1), как наибо лее типичного представителя продукции, выпускаемой подшипнико вой промышленностью. Кольца роликоподшипников изготовлены из стали ШХ-15 ГОСТ-801-78 и термически обработаны до твердости НRС 61...65. Выбор этой стали для проведения экспериментальных исследования обусловлен широким применением ее для производства деталей подшипников самых массовых серий, а также других ответст венных деталей машиностроения, работающих в сложных условиях эксплуатации. Химический состав стали ШХ-15 обеспечивает ей вы сокие физико-механические свойства.

Кольца были обработаны окончательно по всем поверхностям, кроме роликовых дорожек, и предназначены для подшипников 6 клас са точности ГОСТ 520-71. Роликовые дорожки подвергались предва рительному и окончательному шлифованию и имели показатели каче ства поверхности дорожки качения, представленные в табл. 5. Рис.5.1. Чертеж внутреннего кольца роликоподшипника Таблица 5. Геометрические параметры колец подшипников перед суперфинишной обработкой Наименование Значения параметров параметров Волнистость поверхности, Wz, мкм 0,50-1, Некруглость поверхности, Н, мкм 1,67-2, Шероховатость поверхности, Ra, мкм 0,25-0, Выпуклость (+) или вогнутость (-) профиля, мкм - 0,5 -1, В процессе экспериментальных исследований использовали ли тые абразивные бруски из карбида кремния зеленого на керамической связке. Эти бруски значительно дешевле брусков из эльбора и других сверхтвердых материалов и широко применяются при доводке по верхности деталей машин.

Обработка заготовок осуществлялась формообразующем супер финишированием [172], при котором оси детали и инструментальной головки располагают под острым углом, а инструментальной головке придают круговое колебательное движение вокруг точки, располо женной в плоскости симметрии обрабатываемой поверхности и сме щенной от оси вращения детали на расстояние, равное:

B 2 4 2 D D, L 2 где В - длина образующей обрабатываемой поверхности, мм ;

- требуемая величина выпуклости (вогнутости) профиля, мм ;

D - диаметр обрабатываемой поверхности, мм.

Схема осуществления способа обработки изображена на рис.

5.2. К детали 1 диаметром D и высотой B, установленной на шпин деле изделия 2 и вращающейся вокруг своей оси 1-1 со скоростью V1, поджимают абразивный брусок 3, закрепленный в державке 4. Дер жавка 4 жестко закреплена на кулачке 5, который установлен в инст рументальной головке 6 с возможностью перемещаться в ее радиаль ных пазах (не показано) на различное расстояние относительно оси инструментальной головки 6. Ось 2-2 инструментальной головки 6 ус тановлена под углом к оси, параллельной оси 1-1 вращения детали 1, так, что она пересекается с плоскостью симметрии обрабатываемой поверхности в т. m на расстоянии L от оси 1-1 вращения детали 1.


Инструментальной головке 6 придают круговое движение со скоро стью Vг вокруг указанной т. m.

При перемещении кулачка 5 в радиальных пазах инструмен тальной головки 6 от ее центра с подачей S державка 4 подводит бру сок 3 к обрабатываемой поверхности детали 1, при перемещении ку лачка 5 к центру головки 6 брусок 3 отводится от обрабатываемой по верхности детали 1. Так как инструментальная головка 6 совершает плавное круговое движение вокруг т. m, то и абразивный брусок 3, соединенной с головкой 6 с помощью державки 4 и кулачка 5, также совершает круговое движение вокруг этой точки под углом, а каж дая точка рабочей поверхности бруска описывает сферу с радиусом, равным ее расстоянию от т. m.. Это движение можно разложить на со ставляющие: возвратно-поступательные движения вдоль и перпенди кулярно профилю детали и периодический поворот относительно это го профиля на угол.

Рис 5.2. Схема способа формообразующего суперфиниширования де талей типа наружных колец роликоподшипников Если профиль детали имеет прямолинейную форму, то точки профиля а и в, находящиеся на его периферии, расположены от цен тра колебательного движения - точки m, на большем расстоянии, чем центральная точка профиля б. Поэтому в процессе обработки давле в будет больше, чем ние бруска 3 на периферийные точки детали а и на центральную точку б, и следовательно, съем металла на перифе рийных точках профиля будет больше, чем в центральной, и профиль будет приобретать выпуклую форму. Абразивный брусок 3 по краям в в также будет изнашиваться более значительно, чем в точках а и центральной точке б, и тоже будет иметь выпуклую форму, а следо вательно, контакт бруска с деталью будет линейным.

Процесс образования профиля детали будет идти до тех пор, по ка величина выпуклости профиля не достигнет значения равного:

( L D / 2 ) ( L D / 2) 2 B 2 / 4, где В - длина образующей обрабатываемой поверхности, мм ;

- требуемая величина выпуклости (вогнутости) профиля, мм ;

D - диаметр обрабатываемой поверхности, мм.

По мере приближения к этому значению выпуклости контакт бруска с деталью будет приближаться к сплошному, давление на пе риферийных участках бруска и детали будет приближаться к давле нию на центральных участках и, наконец, станет равным ему, а брусок приобретет форму, совпадающую с полученной формой поверхности детали.

Однако на практике не обязательно процесс обработки доводить до установившегося, при котором величина выпуклости профиля де тали будет определяться указанной выше формулой:

L ( 2 B 2 / 4) / 2 D / 2.

Наоборот даже контакт бруска с деталью будет сохраняться ли нейным, а скорость формирования профиля детали будет более высо ким, если уменьшить расстояние L по сравнению с расчетным, но процесс обработки в этом случае надо останавливать при достижении выпуклости заданной величины.

Минимальное значение L ограничивается размерами детали.

Если эта величина будет меньше ( D B) L, то периферийные участки абразивного бруска будут иметь сплошной контакт с периферийными участками детали, съем на этих участках уменьшится и профиль детали будет иметь очень нежелательные вы пуклости по краям.

Предлагаемый способ может использоваться для обработки на ружных и внутренних поверхностей различной формы. Только в ука занных формулах следует использовать положительное значение для выпуклых внутренних и вогнутых наружных поверхностей, и от рицательное значение для вогнутых внутренних и выпуклых наруж ных поверхностей.

Обработку производили одним абразивным бруском, жестко за крепленным в державке инструментальной головки.

Условия проведения экспериментальных исследований пред ставлены в табл. 5.2.

Они были определены на основе изучения работ ряда авторов, расчетов и теоретических исследований, а также путем анализа ре зультатов предварительных опытов [8,11,61,82,83 и др.].

Общий вид экспериментального однопозиционного суперфи нишного автомата с вертикальным расположением шпинделей изде лий и суперфинишной головки производства Научно производственного предприятия нестандартных изделий машино строения представлен на рис. 5.3.

Внутри сварной станины автомата расположена бабка изделия, а на столе станка на специальной стойке закреплена инструментальная головка.

Таблица 5. Условия проведения экспериментальных исследований Наименование факторов Единицы Численные значения процесса измерения факторов 1. Абразивные бруски - БП12х663СМ7СМ1КЛ - БП12х663СМ7М1КЛ 12 10 25мм - БП12х663СМ14М1КЛ - БП12х663СМ14СМ1КЛ 2. Частота вращения инст- об/мин. 50 - рументальной головки 3. Сила прижима брусков Н 40 - 4. Частота вращения заго товки об/мин 940- 1о - 3о 5. градус 6. Время обработки с 3- 7. Твердость абразивных брусков НRC 20 - 8. Зернистость абразивных брусков мкм М7 - М 9. Смазывающе- Велосит (88%), охлождающая жидкость - керосин (10%), (СОЖ) олеиновая кислота (2%) 10. Способ подачи СОЖ - поливом 11. Расход СОЖ л/мин В корпусе бабки изделия расположен шпиндель, внутренняя по верхность которого играет роль гидроцилиндра. Поршень гидроци линдра соединен со штоком, на конце которого в гидростатических опорах устанавливается заготовка.

Для осуществления подвода брусков к обрабатываемой поверх ности, создания рабочего давления в зоне обработки и отвода брусков от обрабатываемой поверхности применен гидравлический цилиндр двухстороннего действия.

Конструкцией станка предусмотрено устройство компенсации износа брусков, которое осуществляет автоматическое регулирование величины подвода и отвода державок в зависимости от износа бру сков. Вращение шпинделя инструментальной головки осуществляется от двигателя постоянного тока. На конце шпинделя закреплен упор для крепления заготовки.

В станине смонтирована насосная установка гидросистемы станка и устройство для центробежной очистки СОЖ.

Путем разворота инструментальной головки относительно своей оси перед началом обработки ось шпинделя изделия устанавливается под заданным углом относительно оси инструментальной головки после чего бабка изделия фиксируется на станине. Упор инструментальной головки устанавливается так, чтобы в рабочем положении заготовка была установлена симметрично относительно оси разворота бабки из делия. Абразивные бруски за счет изменения длины державок уста навливаются так же симметрично относительно вертикальной оси по ворота бабки изделия.

В исходном положении шпиндели изделия и инструментальной головки вращаются, а поршень шпинделя изделия находится в край нем левом положении. В рабочую зону автооператора поступает оче редная заготовка и автоматически фиксируется соосно со шпинделем изделия. Станок снабжен автоматическим устройством доставки заго товок в зону обработки и удаления готовых изделий из рабочей зоны, а также загрузки и выгрузки колец (автооператором).

Рис. 5.3. Общий вид автомата ВДА-70Н От специального гидропривода поршень шпинделя изделия пе ремещается вправо. На своем пути конец штока поршня захватывает заготовку, заготовка центрируется на нем с помощью гидростатиче ского устройства и прижимается им к упору инструментальной голов ки. Тем самым заготовка ориентируется в необходимом положении относительно абразивных брусков. Срабатывает гидропривод инстру ментальной головки, прижимая абразивные бруски к заготовке и обеспечивая ее обработку.

После обработки бруски отводятся от обрабатываемой поверх ности, поршень изделия перемещается влево, заготовка попадает в ав тооператор, освобождаясь там от штока и падая в накопитель. Далее цикл повторяется.

Станок может работать в наладочном и автоматическом режи мах.

На первом этапе экспериментов исследования проводились при работе станка в режиме врезания, при этом время выхаживания, уста навливаемое с помощью реле времени, было равно нулю, и цикл обра ботки возобновлялся после окончания режима врезания.

Для проведения экспериментальных исследований станок осна стили контрольно-измерительными приборами.

Контроль частоты вращения изделия и инструментальной го ловки осуществляли с помощью измерительных дисков, установлен ных на шкивах шпинделей изделий, инструмента и индукционных датчиков, электрически связанных с цифровыми тахометрами модели ТЦ-5.

Силу прижима абразивных брусков к обрабатываемой поверх ности контролировали динамометром модели ДП-20, который уста навливали на лоток подачи заготовок в рабочую зону с возможностью взаимодействия с одним из рычагов инструментальной головки.

Время цикла обработки устанавливали с помощью реле време ни. Измерение твердости абразивных брусков производили на прибо ре Роквелла ГОСТ 13407-67 по методике, изложенной в ГОСТ 18202 73.

Контроль диаметрального съема металла производили путем за мера диаметра дорожки качения до и после обработки на приборе Д422М микрокаторами модели IIIГП ГОСТ 6933-72 с ценой деления 0,0005 мм при постоянной температуре 200С. Постоянство температу ры обеспечивали выдержкой колец в 5% водном растворе кальцини рованной соды емкостью 10 литров при температуре 200С в течении минут.

Шероховатость обрабатываемой поверхности определяли как среднее значение из пяти измерений в пяти сечениях каждого из обра ботанных изделий [159]. Среднее арифметическое отклонение микро профиля обработанной поверхности и форму профиля дорожки кон тролировали с помощью профилограф-профилометра “Поворотный Телисерф-4” при путем записи и последующего анализе профило грамм, записанных с увеличением 20000 и 10000 соответственно.


Отклонение от круглости кр и волнистость Wz обработанной поверхности изделия определяли по круглограммам, записанным с помощью прибора "Талиронд" модели 51. Запись волнистости осуще ствляли с фильтром С, некруглости- с фильтром В при увеличении 5000, 10000, 20000.

Процесс обработки суперфинишированием является процессом многофакторным, поэтому для учета влияния всех факторов на техно логические показатели обработки использовали рациональные методы планирования эксперимента, которые позволяют на основе научно обоснованной программы проведения экспериментального исследова ния получить объективную оценку результатов эксперимента на всех последовательных этапах исследования при проведении минимально го числа опытов [150,152,156,158,159,227].

Требуемое количество опытов, необходимое для достоверной и надежной оценки результатов измерения с учетом принятой методики и средств измерений, определили в соответствии с рекомендациями, изложенными в работе [150]. Установлено, что проведение трех по вторных опытов при осуществлении каждой позиции плана экспери мента удовлетворяет 95% надежности результатов. Опыты проводили в случайной последовательности в соответствии с данными таблицы равномерно распределенных случайных чисел [227].

Для определения механизма влияния исследуемых факторов на результаты обработки использовали интерполяционные модели на ос нове степенных функций. Модели для первой части эксперимента представлены в виде:

C e HRA k Z l ;

eq kq l Z q ;

q Cq HRA (5.1) Z ;

eR kR lR Ra C R HRA Wz CW eW HRA kW Z lW ;

C e HRA k Z l.

Модели для второй части экспериментов:

C n z nb P c d ;

b a b cq a dq ;

q C q n z q nb q P (5.2) R a C n z R nb R P c R d R ;

b a Wz CW n z W nbW P cW dW ;

b a C n z n b P c d.

b a В формулах (3.1) и (3.2) используются следующие обозначения:

q - толщина снимаемого металла в мкм;

Ra-среднее арифметическое отклонение профиля микронеровно стей обработанной поверхности в мкм;

- величина выпуклости обработанной поверхности в мкм;

Wz - амплитуда волнистости обработанной поверхности, мкм;

- отклонение от круглости обработанной поверхности, мкм;

C - коэффициенты пропорциональности;

a l - показатели степеней;

n z - частота вращения заготовки;

nb - частота вращения инструментальной головки;

P - сила прижима бруска к заготовке, Н;

- угол пересечения осей инструментальной головки и заго товки, град;

- время обработки, с;

HRC - твердость брусков;

Z - зернистость бруска, мкм.

Логарифмированием выражений (5.1) и (5.2) привели к линей ному виду:

ln ln C e ln k ln HRA l ln Z ;

ln q ln Cq eq ln kq ln HRA lq ln Z ;

ln R ln CR eR ln k R ln HRA lR ln Z ;

ln W ln CW eW ln kW ln HRA lW ln Z ;

ln ln C e ln k ln HRA l ln Z.

ln ln C a ln n z b ln nb c ln P d ln ;

ln q ln C q a q ln n z b q ln n b c q ln P d q ln ;

ln Ra ln C R a R ln n z b R ln n b c R ln P d R ln ;

ln W ln CW a W ln n z bW ln nb cW ln P d W ln ;

ln ln C a ln n z b ln n b c ln P d ln.

Для исследования данного процесса суперфиниширования при менили полный факторный эксперимент, при этом выбрали линейную модель уравнения регрессии, которая в кодированном виде записыва ется следующим образом:

для первой части экспериментов y bo x o b1 x1 b2 x 2 b 3 x 3 b12 x1 x 2 b13 x1 x + b 23 x 2 x 3 b123 x1 x 2 x 3 ;

для второй части экспериментов y bo x o b1 x1 b2 x 2 b3 x 3 b4 x 4 b12 x1 x 2 b13 x1 x 3 b14 x1 x b23 x 2 x 3 b24 x 2 x 4 b34 x 3 x 4 b1234 x1 x 2 x 3 x 4 ;

где y - натуральные логарифмы параметра оптимизации;

bi - коэффициенты уравнения регрессии;

xi -факторы в кодированном виде.

Факторы, их уровни и интервалы варьирования при проведении всего экспериментального цикла приведены в табл.5.3 и 5.4. Расчеты произведены по формулам методики [150].

Первая часть экспериментов проводилась с использованием сле дующих значений параметров второй части экспериментов: абразив ный брусок имел характеристику 63СМ7СМ1КЛ, а продолжитель ность обработки составляла 6 секунд.

Во второй части исследований режимы обработки имели сле дующие значения: частота вращения изделия - 2900 об/мин, частота вращения инструментальной головки -50 об/мин, сила прижима бру сков к обрабатываемой поверхности - 70 МПа, угол скрещивания осей вращения заготовки и инструмента -10.

Введя специальные обозначения, при которых верхний уровень факторов соответствовал +1, нижний -1, а основной 0, на первом этапе исследовании строили планы матрицы планирования полного фактор ного эксперимента типа 23, а на втором 24.

Обработку результатов экспериментов и построение линейной модели уравнения регрессии производили по стандартной методике [150], а результаты заносили в журнал планирования эксперимента.

Таблица 5. Действительные значения факторов, исследуемых во второй части экспериментальных исследований, Уровни nz, nb, P, град варьирования об/мин об/мин МПА верхний 2900 200 120 нижний 940 50 40 средний 1920 125 80 интервал 1960 150 80 условные обо значения Х1 Х2 Х3 Х Таблица 5. Действительные значения факторов, исследуемых в первой части экспериментальных исследований Уровни HRA, З, сек ед мкм варьирования 1 2 3 верхний 10 50 нижний 3 20 средний 6 35 интервал 7 30 условные обо значения Х1 Х2 Х Значения коэффициентов пропорциональности и показателей степеней в интерполяционных моделях исследуемого процесса опре деляли по методике, изложенной в работе [150]. При этом, для пере хода от кодированных значений факторов к их действительным зна чениям использовали уравнения преобразования, которые для факто ров первой фазы экспериментов имеют вид:

2(ln ln max) 2(ln HRA ln HRA max) x2 ln HRA max ln HRA min 1 ;

x1 ln max ln min 1;

2(ln Z ln Z max) x 3 ln Z max ln Z min 1;

Для факторов второй фазы экспериментов уравнения преобразо вания имеют вид:

2(ln n z ln n z max) 2(ln nb ln nb max) x1 ln n 1;

x2 ln n 1;

max ln n z min max ln n b min z b 2(ln ln max) 2(ln P ln P max) x3 ln P max ln P min 1 ;

x 4 ln max ln min 1 ;

На третьем этапе исследований после определения рациональ ных режимов обработки осуществили производственные испытания предложенного способа суперфиниширования, условия проведения которых, а также их результаты представлены в гл.5.

5.2. Регрессионный анализ показателей процесса формообразующего суперфиниширования в зависимости от характеристики инструмента Статистическая обработка экспериментальных исследований позволила получить следующие эмпирические модели, отражающие влияние на съем припуска, величину выпуклости, шероховатость, волнистость и отклонение от круглости обрабатываемой поверхности времени обработки, зернистости и твердости инструмента:

53.39 10 3 do 0.941 HRA 0.34 0.54 ;

q 2.551 10 3 Z 0.51 0.3 HRA 0.34 ;

(5.3) Ra 0,041 0,78 HRA0,17 Z 0,81 ;

Wz 0,136 0,33 HRA 0,23 Z 0,37 ;

2,59 0,69 HRA0,36 Z 0,40.

Принятые обозначения и размерность величин в формуле (5.3) указаны в п.5.1. Зависимости получены при обработке на следующих режимах: n z =1950 об/мин., nb =125 об/мин, P =80 Н, и =2 0.

На рис. 5.4 и 5.5 показаны зависимости шероховатости поверх ности заготовки от времени обработки, зернистости и твердости инст румента.

Как видно из рис. 5.4, с увеличением времени обработки шеро ховатость поверхности сначала резко уменьшается, а затем стабилизи руется. Объясняется это тем, что сначала инструмент снимает шеро ховатый слой припуска, но по мере его удаления формируется новый стабильный шероховатый слой.

Значительное влияние на шероховатость поверхности оказывает зернистость инструмента (рис. 5.4). С увеличением зернистости шеро ховатость поверхности возрастает. Объясняется это тем, что абразив ные зерна в крупнозернистом инструменте более прочно закреплены в связке, чем в мелкозернистом, и, следовательно, они могут внедряться в обрабатываемую поверхность на большую глубину.

С возрастанием твердости инструмента прочность удержания зерен связкой также увеличивается, и поэтому шероховатость поверх ности с увеличением твердости возрастает. Однако, как известно, твердость инструмента на прочность удержания зерен связкой оказы вает меньшее влияние, чем зернистость, очевидно, поэтому ее влияние и на шероховатость поверхности менее значительное, чем зернисто сти. Волнистость обрабатываемой поверхности менее существенно за висит от технологических факторов, чем шероховатость поверхности.

0. Шероховатость Ra, мкм 0. M 0. M 0. M 0. 0. 3 5 7 Время обработки, с Рис. 5.4. Зависимость шероховатости поверхности заготовки Ra от времени обработки при зернистости брусков М7, М10 и М 0. Шероховатость Ra, мкм 0. HRA Z 0. HRA Z 0. HRA Z 0. 0. 7 10.5 Z Зернистость, мкм Рис. 5.5. Зависимость шероховатости поверхности заготовки Ra от зернистости инструмента Z и его твердости HRA Рис. 5.6. Влияние времени обработки при зернистости брусков М7, М10 и М14 на волнистость обработанной поверхности 0. Волнистость Wz, мкм 0. HRA Z 0. HRA Z 0. HRA Z 0. 0. 7 10.5 Z Зернистость, мкм Рис. 5.7. Влияние зернистости инструмента Z и его твердости HRA на волнистость обработанной поверхности Рис. 5.8. Зависимость отклонения от круглости обработанной по верхности от времени обработки при зернистости брусков М7, М10 и М Рис. 5.9. Зависимость отклонения от круглости обработанной по верхности от зернистости инструмента Z и его твердости HRA Из рис. 5.6 и 5.7 видно, что с возрастанием времени обработки с 3с до 9 с (в три раза) волнистость поверхности уменьшается всего на 20-30%. С увеличением твердости инструмента с 20 до 50 ед. (в 2, раза) волнистость поверхности возрастает всего на 15-20%. Более су щественное влияние оказывает зернистость инструмента: с возраста нием зернистости в 2 раза волнистость увеличивается до 70%.

Объясняется это тем, что на величину волнистости наиболее существенное влияние оказывает жесткость кинематической связи ин струмента и заготовки. Так как на станке, который использовался для экспериментальных исследований, абразивный брусок подавался на заготовку от жесткого механизма подачи, то относительные упругие перемещения заготовки и инструмента во впадинах и на гребнях волн были незначительны. Это компенсировалось повышенной нагрузкой на гребнях волн и их удалением с обрабатываемой поверхности.

Повышенное влияние на волнистость обработанной поверхно сти зернистости инструмента объясняется тем, что с возрастанием зернистости увеличивается глубина царапин от абразивных зерен, а так как они режут на разной глубине, то и разновысотность кольцевых канавок от зерен на обработанной поверхности с возрастанием зерни стости увеличивается. Что и вызывает повышенную волнистость по верхности.

На рис. 5.8 и 5.9 представлены результаты исследования влия ния времени обработки и характеристики инструмента на отклонение от круглости обработанной поверхности.

Как видно из рис. 5.8, время обработки более существенно влия ет на отклонение от круглости, чем на величину волнистости обрабо танной поверхности. Объясняется это тем, что величина отклонения от круглости существенно больше величины волнистости и поэтому для ее удаления необходимо снять более значительный припуск. Если величина волнистости поверхности формируется за несколько первых оборотов заготовки, то для удаления отклонений от круглости необ ходимо значительное время. Однако со временем интенсивность ис правления этой погрешности падает. С возрастанием зернистости ин струмента отклонение от круглости уменьшается (рис. 5.9). Это связа но с тем, что более крупнозернистый инструмент обеспечивает более высокую интенсивность снятия припуска, чем мелкозернистый, а, следовательно, с повышением зернистости инструмента более активно удаляются гребешки неровностей. Важно отметить, что менее твердый абразивный инструмент обеспечивает меньшее значение данной по грешности, чем более твердый инструмент. Объясняется это тем, что твердый инструмент более интенсивно засаливается, отчего его ре жущие свойства снижаются.

Рис. 5.10. Зависимость съема металла на диаметр q от времени обработки при зернистости брусков М7, М10 и М Рис. 5.11. Зависимость съема металла на диаметр q от зерни стости инструмента Z и его твердости HRA Высокая исправляющая способность исследуемого способа об работки, позволяющая существенно снижать даже погрешности с большим шагом, такие как некруглость, положительно отличает его от классического суперфиниширования, при котором абразивный брусок с постоянной силой прижима скользит по вершинам и впадинам таких неровностей, снимая равный припуск.

Еще одним отличительным свойством исследуемого способа обработки является непрерывный съем металла в процессе длительно го времени обработки. Как видно из рис. 5.10, в нашем случае съем металла сначала идет более интенсивно, а затем после удаления ис ходного шероховатого слоя стабилизируется и почти линейно зависит от времени. Таким образом, исследуемый способ обработки позволяет снимать регламентируемые слои материала заготовки и при необхо димости удалять с поверхности различного рода дефекты.

Весьма существенное влияние на съем металла при суперфини шировании оказывает зернистость инструмента (рис. 5.11). Это влия ние зернистости объясняется тем, что, во- первых, абразивные зерна крупнозернистого инструмента срезают более толстые стружки, чем зерна мелкозернистого инструмента, а, следовательно, удаляют с по верхности больше материала в единицу времени. Во-вторых, крупно зернистый инструмент имеет более крупные поры на своей рабочей поверхности, и, следовательно, внешняя нагрузка на инструмент в большей степени используется на резание, чем на трение стружки и шлама с обрабатываемой поверхностью. Все это и обеспечивает по вышенные режущие свойства крупнозернистого инструмента.

Способность процесса к самоочистке рабочей поверхности ин струмента объясняет влияние на съем металла твердости инструмента.

Как видно из рис. 5.11, с уменьшением твердости инструме6нта съем металла возрастает.

Но этот фактор оказывает слабое влияние на результаты обра ботки, так как исследуемый процесс обеспечивает хорошую очистку рабочей поверхности инструмента независимо от его твердости. Это заложено в кинематике исследуемого процесса, которая обеспечивает периодический выход из зоны контакта с заготовкой каждой точки рабочей поверхности и тем самым возможность освобождаться от стружки и шлама.

На рис. 5.12 и 5.13 представлены зависимости выпуклости про филя заготовки от исследуемых факторов. Из рис. 5.12 видно, что с течением времени обработки выпуклость профиля возрастает. Объяс няется это тем, что при круговом движении инструментальной голов ки линия контакта абразивного бруска вдоль обрабатываемой поверх ности движется по синусоидальному закону. При этом скорость дви жения этой линии в центре профиля превышает скорость ее движения по краям профиля. Следовательно, при хорошей очистке рабочей по верхности бруска от стружки и шлама по краям профиля брусок будет снимать больше металла, чем по центру профиля. Это и обеспечивает возможность придания заготовке выпуклой формы. Этот процесс идет медленно, формирование профиля осуществляется по мере снятия припуска. На практике часто важна не сама выпуклость профиля, а тенденция к его образованию.

Классический процесс суперфиниширования обладает тенден цией к образованию вогнутости профиля, а это недопустимо, так как при вогнутом профиле детали в процессе работы подшипника возни кает краевой эффект, в результате которого по краю площадки кон такта возникают критические напряжения, часто приводящие к преж девременному выходу подшипника из строя. В технических условиях на операцию суперфиниширования некоторые заводы указываю: «до пустима выпуклость профиля до 2 мкм». Однако в тяжело нагружен ных роликовых подшипниках работающих в условиях перекоса колец иногда создают бомбину на роликах или кольцах до 6-10 мкм, что Рис. 5.12. Влияние времени обработки при зернистости брусков М7, М10 и М14 на выпуклость профиля обработанной поверхности Рис. 5.13. Влияние зернистости инструмента Z и его твердости HRA на выпуклость профиля обработанной поверхности существенно увеличивает долговечность подшипников. Но обычно это трудно осуществимо технологически. Исследуемый способ обра ботки позволяет создавать выпуклость профиля колец подшипников на операции суперфиниширования без каких-либо трудностей. Осо бенно существенно величина выпуклости профиля обработанной по верхности зависит от зернистости инструмента (рис. 5.13). Увеличе ние зернистости в два раза приводит к возрастанию выпуклости про филя на 70%. Объясняется это тем, что более крупнозернистый инст румент обеспечивает более интенсивное снятие припуска, а, следова тельно, более интенсивное формирование геометрической формы за готовки.

Твердость инструмента также оказывает влияние на величину выпуклости. Причем с увеличением твердости инструмента величина выпуклости возрастает, хотя, как мы видели на рис. 5.11, съем металла при этом уменьшается. Объясняется это тем, что более твердый инст румент менее подвержен износу, чем более мягкий, а, следовательно, он лучше сохраняет свою форму и более жестко формирует профиль заготовки, обеспечивая повышенное давление на заготовку по краям профиля. Более мягкий инструмент под действием повышенного дав ления по краям профиля, вызываемого кинематикой способа обработ ки, сам интенсивно изнашивается и поэтому влияние этого фактора проявляется менее значительно.

В целом же, как следует из выполненного анализа, исследуемый процесс суперфиниширования обеспечивает высокие режущие свой ства инструмента, что позволяет интенсивно удалять исходный шеро ховатый, дефектный слой и формировать заданную геометрическую форму заготовки. В наибольшей степени на результаты профилирую щего суперфиниширования оказывают время обработки и зернистость инструмента, регулируя которые можно существенно управлять про цессом. Твердость инструмента на результаты обработки оказывает менее значительное влияние.

5.3. Регрессионный анализ показателей процесса формообразую щего суперфиниширования в зависимости от режима обработки В результате обработки экспериментальных данных получены следующие зависимости выходных показателей суперфиниширования дорожек качения колец роликоподшипника от влияющих факторов:

6.72 10 3 nz 0.244 nb 0.86 P 0.121 0.23 ;

q 3502 10 6 nz 0.32 nb 0.73 0.012 ln( P ) P 0.38 0.35 ;

.

(5.4) R a 0,019 n z 0,13 nb,17 P 0,46 0,089 ;

Wz 0,7 n z0,37 nb 0,20 P 0,34 0,22 ;

36,7 n z0,57 nb,035 P 0,54 0,32.

На этой стадии экспериментов время обработки составляло 7 с., зернистость инструмента - М14, твердость инструмента -HRA=20 ед.

Характеристика инструмента - 63СМ14СМ1КЛ.

На рис. 5.14 и 5.15 представлены зависимости шероховатости обработанной поверхности Ra от частоты вращения заготовки n z, от частоты обкатного движения инструментальной головки nb, от силы прижима бруска к обрабатываемой поверхности P и угла пересечения осей заготовки и инструментальной головки. Как видно из рис.

5.14, с увеличением частоты вращения заготовки шероховатость обра ботанной поверхности уменьшается. Однако с увеличением частоты вращения заготовки в 3 раза шероховатость поверхности уменьшается всего на 20%.

Объясняется это тем, что с увеличением частоты вращения заго товки число контактов каждой точки обрабатываемой поверхности с инструментом в единицу времени увеличивается, что увеличивает число царапин от зерен и снижает шероховатость поверхности.



Pages:     | 1 |   ...   | 2 | 3 || 5 | 6 |
 





 
© 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.