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 |   ...   | 9 |

«Министерство образования и науки Российской Федерации Федеральное государственное бюджетное образовательное учреждение высшего профессионального ...»

-- [ Страница 2 ] --

Выводы. В данной работе были проведены теоретические исследо вания физических основ процесса МЭЭО и механизма формирования про филя обрабатываемой поверхности. На основе результатов проведенных исследований был разработан режим МЭЭО пакетами высокочастотных (1…2 мГц) импульсов сверхмалой длительности (100…500 нс). Примене ние данного режима позволило улучшить технологические показатели процесса МЭЭО. При проведении экспериментальных исследований наи лучших результатов удалость достигнуть при получении полусферической микрополости в стали 40Х ГОСТ 4543-71. При этом были достигнуты сле дующие технологические показатели:

Машиностроение и машиноведение – производительность обработки Q 400 мкм3/мин;

– шероховатость обрабатываемой поверхности Ra = =0,10…0,18 мкм;

– максимальная погрешность формообразования max 0,03 мм.

Режим обработки - длительность пакета импульсов tп = 2 мкс, час тота следования импульсов в пакете f = 2мГц.

Работа выполнена в рамках Государственного задания 4312ГЗ на 2012 – 2014 гг.

Список литературы 1. Золотых Б. Н. Физические основы электрофизических и электро химических методов обработки. Ч. 1. М.: МИЭМ, 1975. 106 с.

2. Курочкин А.И. Исследование процесса электроэрозионной обра ботки с использованием импульсов наносекундной длительности // Высо кие, критические электро- и нанотехнологии: труды Всероссийской науч но-технической конференции. Тула, 26 октября 2011 г. Тула: ТулГУ, 2011.

С. 74-78.

3. Райзер Ю.П., Шнейдер М.Н., Яценко Н.А. Высокочастотный ем костной разряд: Физика. Техника эксперимента. Приложения. М.: Наука, 1995.

4. Рыкалин Н.Н., Зуев И.В., Углов А.А. Основы электронно лучевой обработки материалов. М.: Машиностроение, 1978. 239 с.

5. Фотеев Н.К. Технология электроэрозионной обработки. М.: Ма шиностроение, 1980, 184 с.

6. Chander Parkash Khatter «Analysis of surface integrity in electrical discharge machining (EDM) process for tungsten carbide material» dis. Ph. D.

Patiala, India, 2010.

7. Kunieda Massanory. Advancements in fundamental studies of EDM gap Phenomena - Mode acess: http://www.jstage.jst.go.jp/article/ jsmec/47/1/384/_pdf 8. A Review of Micro-EDM / S. Mahendran [et al.] // Proceedings of the International MultiConference of Engineers and Computer Scientists 2010 Vol II, IMECS 2010, March 17 – 19, 2010, Hong Kong.

A.I. Kurochkin IMPROVING OF µEDM CHARACTERISTICS USING HIGH-FREQUENSE PULSE CONTROL SIGNALS The investigation of surface integrity in µEDM and developing high-frequency pulse control signals for improving characteristics of µEDM process, and the results of experimental studies of µEDM process with using developed high-frequency pulse control signals are presented.

Key words: µEDM, surface quality, material removal rate, surface integrity, high-frequency pulse control signals, discharge column.

Получено 07.02. Известия ТулГУ. Технические науки. 2012. Вып. УДК 621.9. К.В. Кувшинов, асп., 8-915-686-27-64, kostaspirant@rambler.ru (Россия, Тула, ТулГУ) ТЕХНОЛОГИИ ИЗГОТОВЛЕНИЯ ЭЛЕКТРОДОВ И НСТРУМЕНТОВ С МИКРОЭЛЕМЕНТАМИ В результате проведённых исследований разработаны и реализованы техноло гии изготовления электродов-инструментов с микроэлементами на рабочей части для микроэлектроэрозионной обработки.

Ключевые слова: электрод-инструмент, миниатюризация, электроэрозионная обработка, электролитическое осаждение, рабочая часть.

Одними из направлений развития техники в настоящее время явля ются миниатюризация объектов, получение элементов с различными мик ропазами, микроотверстиями, микровыступами и т.д. Повышение требова ний, предъявляемых к качеству деталей с точки зрения улучшения точности и качества поверхности при их обработке, заставляет технологов и исследователей искать пути их обеспечения. При этом нужно отметить сверхминиатюрные размеры обрабатываемых деталей и сложность обраба тываемого контура, что требует поиска новых методов обработки и инст рументов для их реализации [1-4].

Благодаря современным достижениям в области производства мик роинструмента (микросверла диаметром до 0,05 мм и микрофрезы шири ной до 0,1 мм [5]) становится возможным решение ряда подобных задач с помощью механической обработки. Однако изготовление подобных мик роинструментов обходится дорого, поэтому возникает вопрос о целесооб разности их применения, особенно, когда приходится иметь дело с трудно обрабатываемыми материалами, а при обработке инструментальных материалов и твердых сплавов их использование практически невозможно.

Поэтому необходимо использовать более эффективные методы об работки, в частности, электроэрозионную обработку. Электроэрозионная обработка (ЭЭО) в настоящее время находит все большее применение в машино- и приборостроении. Кроме того, в последние годы значительно повысились технологические показатели электроэрозионной обработки – производительность, точность, качество поверхности [6].

В настоящее время для получения сложных микроэлементов на по верхности детали методом микроэлектроэрозионной обработки необходим специальный электрод-инструмент, к которому предъявляются высокие требования по качеству поверхности и точности формы (рис. 1). Кроме то го, при микроэлектроэрозионной обработке (МЭЭО) возникает проблема вывода продуктов эрозии из зоны обработки, для этого на поверхности электрода-инструмента (ЭИ) необходимо создать специальные микроэле менты.

Машиностроение и машиноведение Рис. 1. Характеристики электродов-инструментов для МЭЭО Известия ТулГУ. Технические науки. 2012. Вып. Учитывая, что электроды-инструменты для микроэлектроэрозион ной обработки могут иметь различную форму и конструкцию, их целесо образно разделить на следующие группы (см. рис. 1).

1. Электроды-инструменты для обработки микроотверстий как ко нической, так и цилиндрической форм. Такие ЭИ могут иметь продольное отверстие, через которое можно осуществить прокачку рабочей жидкости для вывода продуктов эрозии. Кроме того, для лучшего вывода продуктов эрозии данные ЭИ могут иметь микроэлементы на боковой поверхности.

2. Сетчатые ЭИ для получения микровыступов и микроуглублений заданной формы и размеров. По количеству микроэлементов на рабочей поверхности сетчатые электроды-инструменты делятся на одноэлементные (для обработки обнижений и выступов размерами от 50 мкм) и многоэле ментные (для получения микрорельефа (размер микроэлементов от 50 мкм) на поверхности заготовки).

3. Тонкостенные электроды-инструменты могут также иметь раз личную форму (треугольную, цилиндрическую, квадратную и т.д.) и при меняются для электроэрозионной микротрепанации. По конструктивным признакам данные ЭИ можно разделить на ЭИ без оправки и ЭИ на оправ ке. Оправка может быть, например, из алюминия, который впоследствии можно вытравить полностью или частично для обеспечения большей же сткости тонкостенного ЭИ.

4. Сложнофасонные объемные ЭИ имеют на своей поверхности сложнофасонные микровыступы или микровпадины, расположенные в за данном порядке. Такими электродами возможно получение сложных про филей с микроэлементами на поверхности различной формы (плоской, ци линдрической и т.д.) Однако изготовление рассмотренных выше ЭИ традиционными ме тодами обработки представляет серьезные трудности.

Целью исследования является разработка технологий получения электродов-инструментов с микроэлементами для микроэлектроэрозион ной обработки.

Проведение исследований. Из анализа литературы и результатов предварительных исследований следует, что изготовление ЭИ с микроэле ментами на рабочей части может быть реализовано в несколько этапов:

1) изготовление рабочей части ЭИ, на которой производится непо средственно электроэрозионная обработка, которая имеет на своей по верхности микроэлементы различной формы и размеров;

2) изготовление электрододержателя, на котором крепится рабочая часть электрода-инструмента и который имеет элементы для крепления к приводу станка;

Машиностроение и машиноведение 3) операция сборки, на которой происходит соединение рабочей части микроЭИ с электрододержателем.

В результате проведенных исследований по формированию микро ЭИ были разработаны следующие технологии получения электродов инструментов для микроэлектроэрозионной обработки.

1. Технология изготовления трубчатых ЭИ для МЭЭО. Формирова ние трубчатого ЭИ для обработки микроотверстий может осуществляться несколькими способами:

а) формированием ЭИ заданной формы, основанным на гальваниче ском выращивании слоя меди с последующим вытравливанием оправки, которое необходимо осуществлять в следующей последовательности:

- изготовление оправки заданных размеров и формы;

- нанесение слоя меди толщиной S на алюминиевую оправку с предварительно подготовленной поверхностью;

- вытравливание алюминиевой оправки в 20 %-ном растворе КОН при температуре 70…80 С;

б) получением ЭИ заданной формы, основанным на снятии полу ченного слоя с оправки, которое необходимо осуществлять в следующей последовательности:

- на латунную проволоку диаметром d с предварительно подготов ленной поверхностью наносится слой никеля заданной толщиной S (10…100 мкм);

- на полученный слой никеля (с предварительно нанесенным разде лительным слоем) наносится слой меди заданной толщины S (50…500 мкм) для формирования заданного диаметра ЭИ;

- механическое отделение полученного слоя меди с толщиной S2 от нанесенного слоя никеля толщиной S1;

в) методом электролитического осаждения возможно осуществить формирование спиралевидного паза заданной формы и размеров для выво да продуктов эрозии.

Для повышения производительности ЭЭО микроотверстий за счет улучшения условий эвакуации продуктов эрозии целесообразно на внеш ней поверхности ЭИ создать спиралевидные канавки.

Как показали результаты предварительно проведенных исследова ний, получение медного трубчатого электрода-инструмента диаметром D со спиралевидным пазом необходимо осуществлять в следующей последо вательности:

- нанесение конструкционного слоя меди толщиной S1 на вольфра мовую проволоку, имеющую диаметр d с предварительно нанесенным раз делительным слоем;

- намотка изолятора с круглым сечением диаметром d1 на конст рукционный слой меди толщиной S1 и обезжиривание конструкционного слоя меди;

Известия ТулГУ. Технические науки. 2012. Вып. - наращивание формообразующего медного слоя толщиной S2;

- снятие изолятора с формообразующего слоя;

- снятие полученного слоя меди толщиной S3 с оправки.

Электроды-инструменты, полученные по данным технологиям, можно непосредственно закреплять в цанговом патроне и крепить к при воду станка.

2. Разработанная технология изготовления сетчатых ЭИ для МЭЭО заключается в следующем. Сетчатые ЭИ состоят из рабочей части, на ко торой расположены микроэлементы различной формы и размеров, соеди ненной с электрододержателем. Микроэлементы на рабочей части могут располагаться в заданном порядке. Рабочая часть при этом может состоять из выступающих микроэлементов, а также микроотверстий заданной фор мы и размеров.

Микроотверстия на рабочей части электрода-инструмента можно получать двумя способами:

а) с применением субтрактивной технологии, из фольги толщиной от 50 до 100 мкм со сквозными микроотверстиями, имеющими заданную форму и размеры;

б) по аддитивной технологии путем выращивания слоя меди на по верхности подложки, не защищенной изолятором толщиной до 300 мкм (в зависимости от толщины изолятора), и впоследствии отделения его от по верхности подложки. В данном случае сквозные микроотверстия форми руются непосредственно изолятором.

Предложено процесс формирования микроэлементов в медной фольге по субтрактивной технологии осуществлять в следующей последо вательности:

- нанесение на поверхность металлической фольги фоторезиста;

- экспонирование в ультрафиолетовом свете нанесенного на по верхность фольги фоторезиста через фотошаблон с рисунком микроэле ментов необходимых формы и размеров;

- проявление фоторезиста, в процессе которого неэкспонированные участки фоторезиста растворяются, оставляя при этом окна в фоторезисте заданного на шаблоне размера;

- растворение в 50 %-ном растворе FeCl3·6H2O промежутков по верхности фольги незащищенных фоторезистом;

- удаление с подложки слоя фоторезиста.

Таким образом, подложка становится готовой для проведения сле дующего технологического этапа соединения рабочей части с основой (пайкой, сваркой лазером и т.п.).

Растворение окон, не защищенных изолятором, возможно также осуществлять методом электрохимической обработки (ЭХО) в 5 %-ном Машиностроение и машиноведение растворе HF. При этом возможен некоторый подтрав под изолятор, кото рый не превышает 10…15 % и зависит от условий травления и глубины обработки.

При формировании микроэлементов по аддитивной технологии первые 3 этапа осуществляются аналогично стадиям процесса формирова ния микроэлементов в медной фольге по субтрактивной технологии. Одна ко в качестве фотошаблона используется негативное изображение рисунка.

Затем на области, не защищенные фоторезистом, наносится разделитель ный слой (масло, K2Cr2O7) для лучшего отделения сформированного слоя меди заданной толщины s от металлической подложки. Далее следует от деление сформированной рабочей части электрода-инструмента от метал лической подложки.

Для обеспечения возможности обработки, сформированной рабочей частью ЭИ с микроэлементами, необходимо соединить ее с основанием электрода-инструмента, которое впоследствии будет крепиться к приводу станка. Основание ЭИ должно обладать повышенными тепло- и электро проводностью, для этого его стенки должны иметь толщину b больше 1 мм и обеспечивать крепление ЭИ к приводу станка.

После пайки излишек рабочей части ЭИ удаляется.

При формировании выступающих микроэлементов на торце элек трода-инструмента необходимо, в первую очередь, отдельно на подложке сформировать микроэлементы, которые впоследствии будут соединены с основанием (стержнем) ЭИ. Этапы формирования микроэлементов подоб ны стадиям формирования микроэлементов по аддитивной технологии, рассмотренной выше.

3. Технологию получения тонкостенных ЭИ для микроэлектроэро зионной трепанации и для формирования микропазов заданной формы можно осуществлять разными способами:

а) формированием слоя меди на стальной оправке, полученной ме ханически с поверхностью, имеющей шероховатость Ra менее 0,8 мкм, и последующим отделением данного слоя специальным приспособлением.

Стадии формирования ЭИ представлены на рис. 2.

Схема формирования слоя меди толщиной до 100 мкм на металли ческой оправке (рис. 2,а) состоит из оправки 6, часть которой защищена изолятором 5, который крепится через прижим 3 к планке 4. Планка 4 ус танавливается на стенки ванны с электролитом 7. Токоподвод 1 крепится к оправке и прижимается гайкой 2.

Снятие нанесенного слоя с оправки происходит по схеме, представ ленной на рис. 2,б, где на оправку 6 одевается шайба 9 толщиной от 4 мм.

Шайба 9 имеет внутренний диаметр, равный диаметру оправки, с учетом допуска, обеспечивающего возможность перемещения данной шайбы вдоль оправки, при этом допуск должен быть наименьший для увеличения контактной площади шайбы с нанесенным слоем 10. Сила F, обеспечи Известия ТулГУ. Технические науки. 2012. Вып. вающая снятие нанесенного слоя с оправки, возникает за счет давления планки 12 через переходную втулку 11 на шайбу 9. Давление планки осуществляется за счет перемещения по резьбе, имеющейся на конце оп равки.

Данным методом можно получать тонкостенные ЭИ с толщиной стенки менее 100 мкм.

б) формированием слоя меди на алюминиевой оправке, полученной механически с последующим вытравливанием алюминиевой оправки в 20 %-ном растворе КОН при температуре 70…80 С.

Для крепления сформированного слоя к приводу станка необходи мо присоединить к нему электрододержатель в виде стержня.

а б Рис. 2. Стадии формирования тонкостенного ЭИ:

а – стадия формирования меди на металлической оправке;

б – стадия снятия слоя меди с оправки (1 – токоподвод, 2 – гайка, 3 – прижим, 4 – планка, 5 – изолятор, 6 – оправка, 7 – ванна с электролитом, 8 – аноды, 9 – шайба, 10 – нанесенный слой, 11 – переходная втулка, 12 – планка с резьбовым отверстием) 4. Получение профилированного ЭИ с фасонными микроэлемента ми на рабочей части можно осуществлять по следующим технологиям:

а) формирование профилированного ЭИ на металлической оправке следует осуществлять в следующей последовательности:

- формирование микроэлементов на металлической оправке;

- нанесение на оправку разделительного слоя (масло);

- нанесение слоя меди на металлическую оправку;

Машиностроение и машиноведение - припаивания к нанесенному слою электрододержателя и механи ческое отделение нанесенного слоя от оправки;

б) при формировании профилированного ЭИ на неметаллической оправке необходимо осуществить:

- формирование микроэлементов на неметаллической оправке;

- нанесение токопроводящего слоя на оправку ионно-плазменным методом;

- нанесение на токопроводящий слой разделительного слоя (масло);

- нанесение слоя меди на токопроводящий слой;

- припаивание к нанесенному слою электрододержателя и после дующее отделение нанесенного слоя от оправки механически.

Результаты исследований. В результате экспериментальных ис следований реализованы приведенные выше технологии. На рис. 3 пред ставлены варианты полученных электродов-инструментов для микроэлек троэрозионной обработки.

а б в 10 мм г д е 5 ммэлектродов-инструментов для МЭЭО:

Рис. 3. Примеры полученных а - ЭИ квадратного сечения;

б - ЭИ прямоугольного сечения;

в - ЭИ с микроэлементам прямоугольной формы, полученными электролитическим формообразованием;

г - ЭИ с микроэлементами в форме чешуек, полученными электрохимическим растворением;

д - тонкостенный ЭИ;

е - профилированный ЭИ (1 – рабочая часть ЭИ, 2 – электрододержатель) Известия ТулГУ. Технические науки. 2012. Вып. В соответствии с разработанной технологией получены электроды инструменты с различными микроэлементами на рабочей части для МЭЭО труднообрабатываемых материалов:

1) квадратного сечения со стороной внутренней части сечения раз мером 0,91 мм и внешней части сечения размером 1,92 (см. рис. 3,а);

2) прямоугольного сечения с размерами внутренней части 0,91,74 мм (см. рис. 3,б);

3) с сетчатой рабочей частью, с микроэлементами в форме прямо угольнико, полученных по аддитивной технологии, расположенных на трубке диаметром 6 мм с толщиной стенки 1 мм. Толщина рабочей части ЭИ с микроэлементами равнялась 150 мкм (см. рис. 3,в);

4) с сетчатой рабочей частью, с микроэлементами в форме чешуи, полученными по субтрактивной технологии, расположенными на трубке диаметром 6 мм с толщиной стенки 1 мм. Толщина рабочей части ЭИ с микроэлементами составила 50 мкм (см. рис. 3,г);

5) тонкостенные электроды-инструменты для микроэлектроэрози онной трепанации, примеры которых представлены на рис. 2,д, при dэи = 10 мм, толщина стенки составляет 50 мкм (см. рис. 3,д);

6) профилированный ЭИ с фасонными микроэлементами на рабо чей части. Гальванически выращенная рабочая часть имеет толщину 300 мкм (см. рис. 3,е).

Вывод. В результате проведённых исследований разработаны и реализованы следующие технологии:

- получения трубчатых электродов-инструментов различной формы для обработки микроотверстий с микроэлементами на боковой поверхно сти и без них;

- изготовления сетчатых электродов-инструментов с различными микроэлементами на поверхности ЭИ по субтрактивной и аддитивной тех нологии;

- получения тонкостенных ЭИ для микроэлектроэрозионной трепа нации с толщиной стенки менее 100 мкм;

- получения профилированного ЭИ с фасонными микроэлементами на рабочей части.

Список литературы 1.Сундуков В.К., Тимофеев Ю.С., Кувшинов К.В. Получение про филированных электродов-инструментов для микроэлектроэрозионной об работки // Сб. трудов региональной НТК / ТулГУ. Тула, 2009. C.84- 2. http://www.mikrotools.com/apps/technology.php 3. http://www.cimatron.com/SIP_STORAGE/FILES/2/592.pdf 4. http://www.sodick.ru/publications/stati/uspech.html 5. http://www.microbridge.cf.ac.uk/node/ Машиностроение и машиноведение 6. http://www.vetki.ru/vetki-se/18.html К.V. Kuvshinov THE TECHNOLOGY OF MANUFACTURE OF ELECTRODES-TOOLS WITH MICROELEMENTS The technologies of obtaining electrodes-tools with microelements on the working part for micro-electro-discharge machining were developed and implemented as a result of the scientific research.

Key words: electrode-tool, miniaturization, electro-discharge machining, electrolytic deposition, the working part.

Получено 07.02. УДК 621.9. П.А.Бадалов, асп., +79101546991, bk919@bk.ru (Россия, Тула, ТулГУ) ВЛИЯНИЕ ЭВАКУАЦИОННЫХ ПРОЦЕССОВ НА ПАРАМЕТРЫ МИКРОЭЛЕКТРОЭРОЗИОННОЙ ОБРАБОТКИ Приведены результаты исследования влияния процессов эвакуации продуктов микроэлектроэрозионной обработки на точность и производительность. Разработа ны рекомендации по получению глухих кольцевых микропазов в труднообрабатываемых материалах методом микроЭЭО.

Ключевые слова: электрод-инструмент, эвакуационные процессы, микроЭЭО, микрообработка, электроэрозионная обработка.

Введение. Существует огромная потребность в производстве мик роэлементов и микроструктур в труднообрабатываемых материалах [1].

Учитывая преимущества бесконтактного и термического воздействия про цесса микроэлектроэрозионной обработки (микроЭЭО), принято считать микро-ЭЭО эффективным методом обработки для изготовления микрообъ ектов [2]. Поскольку процесс микроЭЭО основан на термоэлектрической энергии между электродом-заготовкой и электродом-инструментом, в свя зи с миниатюризацией обрабатываемых объектов необходимо ограничи вать энергию, вводимую в межэлектродный промежуток (МЭП), что, в свою очередь, приводит к его уменьшению. Так как разряд происходит в межэлектродном промежутке, который составляет 10…50 мкм и сопоста вим с размером обрабатываемых микроэлементов на поверхности 50…200 мкм, то удаление продуктов эрозии и парогазовой среды, обра зующихся в процессе плавления и испарения в зоне обработки при мик роЭЭО, является затруднительным и требует детального изучения. На ос Известия ТулГУ. Технические науки. 2012. Вып. нове анализа процессов, происходящих в межэлектродном промежутке, требуется оценить влияние условий эвакуации продуктов эрозии на точ ность и производительность микроЭЭО.

Постановка задачи исследования. Из анализа литературы извест но, что микроЭЭО имеет высокую точность при обработке полостей штампов и пресс-форм и является эффективной технологией по производ ству микрокомпонентов на поверхности, размеры которых меньше 100 мкм [3,4]. Несмотря на то, что микроЭЭО похожа на основную мак роЭЭО, где механизм удаления материала основан на электротепловых процессах, которые происходят в канале разряда через диэлектрик, суще ствуют дополнительные ограничения, накладываемые на процесс, которые разграничивают их практическое применение.

Значительная разница между микро- и макроЭЭО наблюдается в размерах плазменного канала. В макроЭЭО размер плазменного канала больше на несколько порядков, чем при микроЭЭО. Так как радиус канала возрастает с увеличением времени воздействия импульса, размер плазмы может быть изменен за счет уменьшения длительности импульса.[5].

Особенно важно знать влияние гидродинамических процессов при электроэрозионной микротрепанации, например, глухих пазов, шириной не более 100…200 мкм.

Целью настоящей работы являются оценка влияния эвакуационных процессов при микроэлектроэрозионной обработке замкнутых глухих кольцевых микропазов, а также разработка рекомендаций по уменьшению влияния негативных факторов, обусловленных спецификой процесса мик роэлектроэрозионной обработки.

Результаты исследования и их обсуждение. Под действием высо кой температуры в зоне канала разряда происходит почти мгновенное ис парение диэлектрической жидкости, а также часть материала электрода заготовки (ЭЗ) моментально переходит из твердого состояния в газообраз ное, что приводит к образованию парогазовой среды, которая воздействует как на электрод-инструмент (ЭИ), так и на рабочую жидкость в МЭП.

Ввиду малого МЭП и размеров обрабатываемых элементов поиск путей удаления продуктов процесса микроЭЭО является одной из перво степенных задач наряду с разработкой новых высокочастотных источни ков питания для микроЭЭО [6]. С точки зрения повышения производи тельности целесообразно, чтобы все импульсы производили съем металла.

Однако, в условиях затрудненной эвакуации продуктов эрозии из зоны об работки часть твердых токопроводящих частиц оседает на поверхности за готовки, что приводит к повторному расплавлению этих частиц, не произ водя съема металла с заготовки. Для уменьшения количества разрядов, Машиностроение и машиноведение непроизводящих съем металла, необходимо улучшить условия эвакуации продуктов эрозии из МЭП.

Для определения степени воздействия и влияния парогазовой среды и гидравлических процессов, происходящих в области обработки при ма лых размерах получаемых микроэлементов (100…200 мкм), и сопостави мым с ними межэлектродным промежутком при микроЭЭО, была предло жена модель гидравлического движения рабочей жидкости (РЖ), вызванного образованием парогазовой среды в зоне обработки при трепа нации микропазов для различных схем микроЭЭО.

С учетом предворительно полученных экспериментальных данных произведено компьютерное моделирование влияния парогазовой среды на гидравлические потоки в зоне обработки, основанное на методе конечных элементов в программной среде SolidWorks Simulation.

В процессе моделирования были приняты следующие ограничения и вводные параметры.

1. Рабочая жидкость находится под атмосферным давлением, тех нические характеристики межэлектродной среды соответствуют маслу для электроэрозионной обработки TOTAL DIEL MS 5000 [7].

2. В качестве состава парогазовой среды приняты характеристики атмосферного воздуха. Скорость образования потока V = 5,3·10-8 м3/с (по лученная экспериментальным методом в процессе трепанации глухого микропаза шириной 170…180 мкм и окружностью диаметром 5,5 мм).

3. Материал электрода-инструмента – медь, электрода-заготовки – нержавеющая сталь Х18Н10Т.

4. Шероховатость поверхности ЭИ и заготовки равна 5 мкм.

5. Рассматриваемый временной промежуток составляет 300 с.

Для анализа воздействия парогазовой среды, образующейся в про цессе микроЭЭО, рассмотрены три схемы обработки, представленные в табл. 1.

Для реализации предложенных конструктивных схем электроэрози онной микротрепанации глухих пазов разработаны конструкции электро дов-инструментов, представленные в табл. 2. Электроды-инструменты бы ли изготовлены методом электролитического осаждения меди на оправку с последующим их снятием с помощью специальных съемников, т.к. толщи на стенки ЭИ не превышала 50…60 мкм.

На рис. 1 приведены примеры результатов моделирования гидрав лических процессов при различных схемах микроЭЭО глухих пазов малой ширины, вызванные образованием парогазовой среды в зоне обработки.

Размер межэлектродного промежутка составляет 50 мкм, что соответству ет среднему значению МЭП при экспериментальных исследованиях.

Известия ТулГУ. Технические науки. 2012. Вып. Таблица Схемы трепанации глухого микропаза кольцевой формы методом микроЭЭО № Схема микроЭЭО Описание Схема ЭЭО характеризуется замкнутой полостью ЭИ, отсутствием дополнительных 1 каналов для эвакуации продуктов электроэрозионной обработки.

1 – ЭИ;

2 – РЖ;

3 – заготовка Схема ЭЭО характеризуется наличием дополнительного канала в ЭИ для эвакуации 2 парогазовой среды из зоны обработки.

1 – ЭИ;

2 – РЖ;

3 – заготовка;

Канал 1 – вентиляционное отверстие Схема ЭЭО характеризуется наличием в ЭИ дополнительного канала 1 для эвакуации парогазовой среды из зоны обработки и канала 2 для обеспечения циркуляции РЖ в зоне обработки.

1 – ЭИ;

2 – РЖ;

3 – заготовка;

канал 1 – вентиляционное отверстие;

канал 2 – отверстие для циркуляции РЖ Машиностроение и машиноведение Таблица Результаты микроЭЭО глухих кольцевых пазов при реализации различных конструктивных схем ЭИ Глухие кольцевые пазы диаметром 5,5 мм, полученные при микроЭЭО № Схемы Варианты микроЭЭО ЭИ Время обработки, мин 1 3 5 7 Рис. 1. Результаты моделирования гидравлических потоков при микроЭЭО: a – ЭИ с замкнутым контуром (схема № 1);

б – ЭИ с наличием канала эвакуации парогазовой среды (схема № 2) Известия ТулГУ. Технические науки. 2012. Вып. Анализ результатов моделирования показал, что при обработке ЭИ с замкнутой внутренней полостью без возможности удаления парогазовой среды наблюдалось скопление газов во внутренней полости ЭИ. Поток вы деляемых газов разделяется и только 30 % объема устремляется во внут реннюю полость ЭИ. В процессе накопления парогазовой среды во внут ренней полости ЭИ происходит нарастание давления, что приводит к его увеличению по сравнению с давлением в общем объеме рабочей жидкости за наружной поверхностью ЭИ (см. рис. 1,a). Из-за малого МЭП, скопив шаяся внутри кольцевой полости микропаза, взвесь шлама не может быть самостоятельно удалена, что приводит к снижению точности и производи тельности обработки, что наиболее явно проявляется в процессе заглубле ния ЭИ в тело заготовки.

Моделирование гидравлических процессов в зоне обработки, вы званных образованием парогазовой среды в процессе микроЭЭО, и экспе риментальные исследования с использованием вентиляционного канала для отвода образуемой в процессе обработки парогазовой среды (см.

табл. 1, схема 2) указывают на выравнивание давления во внутренней и наружной полостях ЭИ. Объем газа, проникающий во внутреннюю по лость ЭИ, увеличивается до 2/3 общего объема выделяемой газовой среды и удаляется через вентиляционный канал (см. рис. 1,б).Такое перераспре деление потоков приводит к увеличению точности и глубины микропазов при микроЭЭО на 7…15 % (рис. 2). Кроме того, как показали результаты экспериментов, наличие вентиляционного канала снижает объем шлама, накапливаемого во внутренней полости кольцевого паза.

Данные утверждения были подтверждены экспериментальными данными (рис. 2). Так, после окончания обработки и отвода ЭИ от заготов ки при применении схемы № 1 (см. табл. 1, схема 1), несмотря на повы шенное давление во внутренней полости ЭИ, наблюдалось большое скоп ление взвеси углеводородов, частиц металла и других компонентов шлама, образующих густую массу с жировыми и смолистыми отложениями с ад гезионными свойствами. Покрытие поверхностей электродов и проникно вение в МЭП шлама приводят к снижению производительности микро электроэрозионной обработки, а в некоторых случаях – к полному её прекращению.

Использование дополнительного канала для обмена рабочей жид кости из внутренней полости ЭИ с общим объемом РЖ в ванне с одновре менным удалением парогазовой среды приводит к дальнейшему увеличе нию производительности в сравнении с обработкой замкнутым ЭИ и обеспечению точности обработки на уровне применения схемы обработ ки № 2 с вентиляционным каналом.

Однако можно предположить, что интенсивный обмен рабочей жидкости в зоне обработки (осуществление прокачки под давлением РЖ) позволит увеличить точность и производительность обработки по сравне Машиностроение и машиноведение нию со схемой удаления парогазовой среды. Однако реализация прокачки РЖ затруднена из-за малой жесткости ЭИ, малого МЭП и сложности под вода РЖ в зону обработки и требует дополнительного технологического оснащения.

Для практического подтверждения результатов моделирования созда на экспериментальная установка, позволяющая производить обработку, с использованием приведенных схем эвакуации парогазовой среды и шлама из зоны обработки и соответствующие электроды-инструменты, представ ленные на рис. 3 и в табл. 2.

Рис.2. Результаты трепанации глухих микропазов при различных схемах микроЭЭО:

a – зависимость изменения ширины паза от времени обработки;

б – зависимость изменения глубины паза от времени обработки Известия ТулГУ. Технические науки. 2012. Вып. Рис.3. Результаты микроЭЭО глухого кольцевого микропаза, полученного по схеме 3 обработки (см. табл. 1):

a – электрод-инструмент;

б – микропаз глубиной H = 400 мкм Кроме того, экспериментально было установлено, что с улучшени ем условий эвакуации продуктов микроЭЭО (схемы 2 и 3) и повышением объема удаленного материала электрода-заготовки происходит увеличение линейного износа ЭИ. Для снижения износа ЭИ необходимо применение специализированных режимов микроЭЭО (наносекундных, высокочастот ных источников питания) и специализированного прецизионного оборудо вания, позволяющего их реализовать [6].

Выводы. Таким образом, анализ результатов моделирования и экс периментальные исследования показали, что наибольшее влияние на точ ность и производительность при микроЭЭО оказывает процесс удаления парогазовой среды из зоны обработки. Предложена и реализована техноло гия микроЭЭО для трепанации замкнутых глухих кольцевых микропазов в труднообрабатываемых материалах за счет использования различных кон структивных схем электрода-инструмента.

Работа выполнена в рамках Государственного задания 4312ГЗ на 2012-2014 гг.

Список литературы 1. Бадалов П.А., Сундуков В.К. Исследование технологических по казателей для различных схем микроэлектроэрозионной обработки // Все российская научно-техническая конференция «Высокие, критические элек тро- и нанотехнологии – 2011», г. Тула 26 октября 2011 г.

2. Бадалов П.А., Кувшинов К.В., Курочкин А.И. Микроэлектроэро зионная обработка трубчатыми электродами // X Всероссийская научно техническая конференция студентов, магистрантов, аспирантов и молодых ученых «Техника XXI века глазами молодых ученых и специалистов». Ту Машиностроение и машиноведение ла, 2010. С 375-384.

3. Katz Z., Tibbles C.J. Analysis of micro-scale EDM process // The In ternational Journal of Advanced Manufacturing Technology. Vol. 25, Num bers 9-10 (2005). P. 923-928.

4. Statistical Analysis on electrode wear in EDM of tool steel DIN 1.2714 used in forged dies / H. Zarepur [et. al.] // Journal of Material Processing Technology. 2007. P. 711-714.

5. A Review of Micro-EDM / S. Mahendran [et al.] // Proceedings of the International MultiConference of Engineers and Computer Scientists. 2010. Vol II. Hong Kong.

6. Курочкин А.И. Наносекундные генераторы для электроэрозион ной обработки // Cовременная электротехнология в промышленности Рос сии (молодежные инновации): сборник трудов научно-технической конфе ренции. Тула: ТулГУ, 2010. С.65.

7. http://www.total-oil.ru/by_type/tehno/?cat=249&gid= P.A.Badalov EFFECT OF EVACUATION PROCESSES ON THE PARAMETERS IN MICRO ELECTRICAL DISCHARGE MACHINING The results of investigations of the influence of the evacuation process products micro-electrical discharge machining for accuracy and performance аrе presented.

The recommendation for processing the deaf ring microgrooves in hard materials by micro-EDM is developed.

Key words: electrode-tool, evacuation processes, micro-EDM, micro-machining, electrical discharge machining.

Получено 07.02. Известия ТулГУ. Технические науки. 2012. Вып. УДК 621.833. С.С. Бондарчук, асп., 89202706094, miha2024@yandex.ru (Россия, Тула, ТулГУ) ПРЕДВАРИТЕЛЬНОЕ ЗУБОНАРЕЗАНИЕ ЦИЛИНДРИЧЕСКИХ КОЛЕС ДИСКОВЫМИ РЕЗЦОВЫМИ ГОЛОВКАМИ Показано, что значительным резервом повышения эффективности зубонареза ния является реализация схем резания, которые позволяют совершенствовать процесс обработки зубчатого колеса в различных направления: таких как повышение произво дительности, увеличение стойкости инструмента, минимизация числа режущих эле ментов инструмента и др.

Ключевые слова: цилиндрические зубчатые колеса, дисковые резцовые головки, зубонарезания.

На рис. 1 показана схема резания, изображающая ряд последователь ных положений инструмента при обработке с равномерной подачей впади ны колеса режущей однозубой гребенкой. Из схемы видно, что при каждом очередном резе изменяются толщина и площадь срезаемого слоя. Подача обката назначается при этом исходя из наибольшей толщины или площади срезаемого слоя одного из резов. Изменение подачи обката за период об работки каждой впадины дает возможность выравнить процесс по площа дям и толщинам срезаемых слоёв и поднять производительность за счет более рационального распределения резов, приходящихся на обработку каждой впадины.

Рис. 1. Схема резания при вырезании впадины по методу обкатывания Для осуществления процесса зубонарезания дисковыми резцовыми головками по схеме (рис. 1) необходимо в автоматическом цикле осущест вить весьма сложный состав движений. Наиболее подходящим для этого Машиностроение и машиноведение оказались горизонтально-фрезерные станки традиционной компоновки.

Модернизация не предусматривает существенной переделки станка.

Было разработано несколько схем процесса зубообработки диско выми резцовыми головкамии по методу z-кратного обката заготовки (рис. 2).

а б Рис. 2. Схемы зубообработки дисковыми резцовыми головками:

а - при одностороннем обкате с радиальным врезанием;

б - при двустороннем обкате Обработка зубчатой заготовки по схеме рис. 2,а начинается с ради ального подвода заготовки, при котором режущие элементы резцовой го ловки устанавливаются на полную глубину зубьев заготовки. Эвольвент ный профиль одной впадины формируется в результате обкатывающего движения заготовки вдоль оси инструмента на длину lобк1. Затем заготовка отводится от инструмента в радиальном направлении и далее возвращается в исходное положение (вспомогательный ход), где происходит ее деление на один зуб. Цикл обката продолжается z раз.

При формировании зубчатого профиля заготовки по схеме б (дву сторонний обкат) отсутствуют вспомогательные перемещения заготовки, связанные с возвратом ее в исходное положение. Заготовка обкатывается поочередно в разные стороны и после каждого цикла обката осуществляет ся деление заготовки. Налицо увеличение производительности обработки зубчатого профиля. Однако, при этом происходит увеличение длины обка та lобк2 по сравнению с длиной одностороннего обката lобк1. Отрицательным моментом здесь является также увеличение погрешности нарезаемых зубь ев вследствие наличия люфтов в механизмах станка Анализируя потенциальные возможности повышения производи тельности при зубообработке цилиндрических колес дисковыми резцовы ми головками, можно отметить существенный резерв дальнейшей интен сификации процесса зубонарезания по методу z-кратного обката. Из циклограммы движений заготовки и резцовой головки в процессе зубона резания (см. рис. 2), а видно, что для полной обработки зубчатого колеса необходимо z раз совершить радиальное врезание инструмента, на которое затрачивается достаточно много времени. Поэтому основной задачей при разработке новой схемы процесса чистовой зубообработки дисковыми Известия ТулГУ. Технические науки. 2012. Вып. резцовыми головками следует считать исключение радиальной подачи ин струмента из состава движений в пределах одного цикла зубонарезания.

Решение данной задачи возможно при переходе к схеме z-кратного зубопротягивания (рис. 3) при сохранении всех остальных движений, не обходимых для формообразования зубчатых поверхностей колеса.

Рис. 3. Цикл z-кратного обкатывающего зубопротягивания дисковыми резцовыми головками Поскольку в этом случае органически сочетается метод обкатыва ния с процессом протягивания, то целесообразно рассматривать зубообра ботку по новой схеме как обкатывающее зубопротягивание дисковыми резцовыми головками. При обкатывающем зубопротягивании дисковые резцовые головки должны иметь незаполненный резцами сектор для уста новки зубчатой заготовки в радиальном направлении на полную высоту зуба и в осевом до совмещения середины обрабатываемого зубчатого вен ца с осевой плоскостью инструмента (рис. 4).

Сравнивая рассмотренные схемы зубообработки дисковыми резцо выми головками, можно отметить, что при зубонарезании по первой схеме кинематическая связь между вращательным движением резцовой головки и движением обкатывания устанавливается только назначением оптималь ных режимов резания, а при обкатывающем зубопротягивании обязательна частичная связь между указанными движениями, которая обеспечивается соответствующими механизмами станка, поскольку формообразование бо ковых разноименных поверхностей двух зубьев колеса способом обкаты вающего зубопротягивания осуществляется за один оборот резцовой го ловки. Следовательно, производительность этого процесса зависит от частоты вращения инструмента, которая устанавливается исходя из воз можностей обкатного механизма станка.В качестве обкатного механизма при обработке цилиндрических зубчатых колес дисковыми резцовыми го ловками по методу z-кратного обката применяется эталонная реечно зубчатая пара. Необходимость периодического размыкания этой пары для деления заготовки на 1/z часть ограничивает возможность работы на высо ких скоростях движения подачи обката.

Несмотря на негативное влияние инерционности обкатного меха низма, была достигнута максимальная производительность одного цикла зубонарезания tz=1,2 с/зуб при достаточно четкой работе эталонной рееч но-зубчатой пары. Однако оптимальным значением этого показателя про изводительности следует считать tz=1,8 с/зуб, при котором была обеспече на стабильная точность параметров нарезаемых зубчатых колес в пределах Машиностроение и машиноведение 7-й степени (ГОСТ 1643-81).

Рис. 4. Схема установки заготовки относительно инструмента Конструкция дисковых резцовых головок, работающих по методу обкатывающего зубопротягивания, аналогична вышерассмотренной конст рукции дисковых резцовых головок с той лишь разницей, что для осущест вления процесса обкатывающего зубопротягивания необходим сектор рез цовой головки, свободный от резцов. Величина этого сектора рассчитывается исходя из анализа структуры затрат времени на нарезание одной впадины зуба. Угол свободного сектора инструмента находится в пределах 80 …1200. Применяемые резцовые блоки одинаковы в обоих спо собах зубонарезания. Однако вместо твердосплавных пластин используют ся пластины из быстрорежущей стали.

Совершенствование процесса зубообработки дисковыми резцовыми головками по методу z-кратного обката, связанное с возможностью реали зации высокопроизводительного процесса обкатывающего зубопротягива ния, открывает новое перспективное направление дальнейшего повышения эффективности производства цилиндрических зубчатых колес.

Список литературы 1. Коганов И.А. Прогрессивная обработка зубчатых профилей и фа сонных поверхностей. Тула: Приокское кн. изд-во, 1970. 183 с.

Известия ТулГУ. Технические науки. 2012. Вып. 2. Федоров Ю.Н. Дисковые резцовые головки для z -кратного обка тывающего зубопротягивания цилиндрических колес // Технология меха нической обработки и сборки. Тула, 1993. С.40-47.

3. Мойсеенко О.И., Павлов Л.Е., Диденко С.И. Твердосплавные зу борезные инструменты. М.: Машиностроение, 1977. 190 с.

4. Федоров Ю.Н., Малахов Г.В. Двухрядная резцовая головка для чистовой зубообработки цилиндрических колес мотороллера // Исследова ния в области технологии механической обработки и сборки машин. Тула, 1977. C.35-42.

5 Малахов Г.В., Гусев Г.В., Артамонов В.Д. Высокопроизводитель ный способ непрерывного зубопротягивания резцовыми головками чер вячного типа с нулевым углом профиля // Исследования в области инстру ментального производства и обработки металлов резанем: сборник научных трудов /ТПИ. Тула, 1989. С.62-67.

S.S. Bondarchuc PRELIMINARY GEAR CUTTING OF CYLINDRICAL WHEELS OF CUTTER HEANDS If is sheefn, that considerable reserve of increase of efficiency gear cutting is realisation of schemes of cutting which allow to improve process of processing of a cogwheel in various directions, such as productivity increase, increase in firmness of the tool, minimisation of number of cutting elements of the tool, etc.

Key words: of cylindrical wheels of cutter heads, gear cutting.

Получено 07.02. Машиностроение и машиноведение УДК 621. А.О. Чуприков, асп., 8-910-945-75-47, artemline@rambler.ru (Россия, Тула, ТулГУ) К ВОПРОСУ РАЦИОНАЛЬНОГО ИСПОЛЬЗОВАНИЯ ТВЕРДОСПЛАВНЫХ СМП ПРИ ЧИСТОВОМ ТОЧЕНИИ Рассмотрены вопросы повторного использования дорогостоящих сменных металлорежущих пластин при чистовой обработке деталей нежесткой конструкции приводящее к снижению затрат на их приобретение.

Ключевые слова: станок с ЧПУ, сменная металлорежущая пластина, много проходное нарезание резьбы резцом, передняя поверхность, тонкостенная корпусная деталь, высокопрочная сталь, внутренняя упорная резьба, стойкость инструмента, комбинированная схема резания, износ задней поверхности, комбинированный резец.

В настоящее время инструменты зарубежного производства широко применяются для оснащения технологических процессов механической обработки в машиностроении Российской Федерации. Во многом это обу словлено превосходством их эксплуатационных показателей над отечест венными аналогами. Особенно они востребованы при изготовлении дета лей на современных металлорежущих станках с ЧПУ, также импортируемых из-за рубежа. Применяются зарубежные инструменты и для оснащения отечественных станков с ЧПУ. В этом случае в структуре себестоимости продукции существенна увеличивается доля затрат на при обретение инструментов, т.к. их рыночная стоимость высока. Так, по дан ным Hoffman Group [2] стоимость одной сменной металлорежущей пла стины (СМП) типа CNMG 120404 в 2010 году достигала 400 рублей и выше, в зависимости от ее производителя.

В ряде случаев сокращение этих затрат возможно путем увеличения нормативного срока эксплуатации СМП, которого можно достигать по направлениям. При этом, их реализация возможна тогда, когда замена вершины СМП производится по критериям технологического затупления.

Это характерно для чистовой обработки деталей нежесткой конструкции при повышенных требованиях к геометрической точности и шероховато сти обработанных поверхностей. При таких условиях, как правило, огра ничивающим фактором является износ задней поверхности, величина ко торого не превышает 0,1…0,2 мм. Поэтому первое направление предусматривает повторное использование СМП с такой степенью затуп ления полностью не выработавших свой ресурс на других операциях, до пускающих большую величину износа, например, получистовых, или при обработке более жестких деталей и т.п.

Второе направление, как это не парадоксально, предусматривает перетачивание затупленных СМП по передней поверхности даже при на Известия ТулГУ. Технические науки. 2012. Вып. личии на них износостойких покрытий. Правомочность такого решения обосновывается тем, что при чистовом точении преимущественному из нашиванию подвергается задняя поверхность. При такой переточке на пе редней поверхности необходимо сформировать уступ, который будет вы полнять функции удаленных стружкоформирующих элементов СМП.

Геометрические параметры уступа подбирается индивидуально для каждо го конкретного случая обработки по существующим многочисленным ре комендациям в этой области, например, приведенным в работе [1]. После переточки СМП ее вершина смещается ниже оси центров детали, что при водит к увеличению рабочего заднего угла при наружном обтачивании. С учетом погрешности установки инструмента по высоте центров и величи ны переточки это смещение в самом неблагоприятном случае не превысит 0,5 мм. При наружном обтачивании заготовок диаметром более 20 мм влияние этого на процесс резания можно пренебречь. При растачивании складывается иная ситуация, т.к. такое смещение уменьшает величину ра бочего заднего угла. Однако при диаметре растачиваемого отверстия более 40 мм это также можно не принимать во внимание. При таком подходе возникнут дополнительные затраты на переточку СМП, но они будут меньше затрат на приобретение новых. Следует особо подчеркнуть то, что практическая реализация этих двух направлений основывается на строгом соблюдении технологической дисциплины, которая является необходимым условием обеспечения требуемого качества продукции. Это также потре бует четкую организацию ведения инструментального хозяйства (установ ление регламентов в замене СМП, их сортировку, организацию переточки и.т.п.). Тем не менее, все это позволит предприятию выпускать качествен ную продукцию при минимальной ее себестоимости.

Ниже приводятся некоторые результаты использования описанных решений в конкретной производственной ситуаций на примере обработки тонкостенной корпусной детали из высокопрочной стали (в=1500 МПа) (рис.1) на токарном станке с ЧПУ модели 16А20Ф3С49. Крепление заго товки детали осуществляется консольно в 3 - кулачковом патроне со спе циальными охватывающими кулачками. При ее изготовлении определен ные трудности возникают при нарезании внутренней упорной резьбы СП.УП. 105х3. Тонкая стенка детали (2,1 мм) и ее высокая прочность за трудняют стабильное получение требуемых параметров резьбы и снижают стойкость инструмента.

В качестве последнего используется резец AVRC 25D-4 фирмы «Vardex», оснащенный СМП специальной формы 4IR3.0SAGE из твердого сплава VKX с широкой областью применения по ИСО. Стоимость резцо вой державки составляет 1800 руб., а СМП – 2290 руб.

Машиностроение и машиноведение Рис. 1. Тонкостенная корпусная деталь При отработке технологии экспериментального определены коли чество проходов i=29 и частота вращения шпинделя n=145 об/мин, обеспе чивающие максимальную виброустойчивость технологической системы. В процессе производства данной детали установлено, что стойкость одной вершины СМП, в среднем, составляет 12 деталей.


Критерием ее замены служит необходимость ввода коррекции по оси X после обработки каждой детали для получения значения среднего диаметра резьбы в пределах до пуска, которая возникает после обработки 8 деталей. Проведенные наблю дения показали, что этому моменту соответствует износ задней поверхно сти на участке вершине СМП со стороны угла профиля резьбы 3° в пределах 0,46 мм. При этом следует учитывать характерную особенность многопроходного нарезания резьбы резцом, которая заключается в том, что профиль резьбы окончательно формируется только на последнем про ходе. Все предшествующее этому время кромки резца непродуктивно из нашиваются при выполнении предварительных проходов. В результате этого потенциал резьбовых резцов по допустимому износу используется нерационально, что сокращает ресурс его продуктивной работы. Этот не достаток частично устраняется путем применения комбинированной схе мы, при которой значительный объем резьбовой впадины предварительно вырезается другим резцом с более прочной вершиной. Это делается для то го, чтобы максимально разгрузить наиболее уязвимую вершину резьбового резца, которая подвержена наибольшему изнашиванию.

В нашем случае реализацию комбинированной схемы резания мож но осуществить следующим образом. Для обработки данной резьбы целе сообразно использовать два одинаковых резьбовых резца, один их которых будет черновым, работающим с большим числом проходов. Второй резец будет выполнять функции чистового при меньшем числе проходов. При Известия ТулГУ. Технические науки. 2012. Вып. этом СМП, затупленные до величины их допустимого износа на чистовых проходах переводятся в разряд черновых и переставляются на соответст вующую резцовую державку. В результате этого максимально полно будет использоваться потенциальный ресурс данной дорогостоящей СМП.

Проведенная экспериментальная проверка этого предложения пока зала следующее. На чистовом резце при i=4 количество обработанных де талей одной вершиной увеличилась до 20. После перестановки этой вер шины на черновой резец при i=25, ее стойкость составила также 20 деталей. При этом критерием ее замены служит износ задней поверхно сти на том же участке вершины СМП в пределах =0,7 мм.

Экономическая целесообразность такого решения подтверждается следующими расчетами, проведенными для условной программы выпуска изделий 1000 штук, результаты которых приведены в таблице.

Сравнение затрат на приобретение СМП Потребное кол Затраты на при Вариант во СМП (с уче обретение СМП, Экономия технологии том случайной руб убыли), шт Существующий 30 68700 – Предполагаемый 20 45800 При этом не учтен процент негодных деталей, забракованных по параметрам резьбы, который по статистике составляет соответственно для существующего и предлагаемого вариантов в 20 и 4 %. Поэтому реальный экономический эффект от реализации предлагаемого решения будет боль ше.

Дальнейшее совершенствование предложенного технического ре шения нашло свое отражение в заявке на изобретение «Способ нарезания резьб и резьбовой резец» (рег. № 2011122857 от 06.06.11 г.). В ней пред ложено вместо 2 резцов использовать один комбинированный с 2 верши нами. Это позволит сократить вспомогательное время, связанное с заменой чернового резца на чистовой, что весьма важно при невысоких скоростях холостых ходов на токарных станках данной модели.

Повышение ресурса СМП путем их переточки было проверено при растачивании отверстия под нарезание вышеупомянутой резьбы. В качест ве инструмента для этой цели применяется расточной резец A25R SCLCR – 12, который оснащается СМП формы CCMT 120408E – 73 из сплава NL30 фирмы «STELLRAM» с широкой областью применения по ИСО: P10-P30, M15-M30, K10-K30, S15-S25. Обработка осуществляется за несколько проходов в соответствии со схемой, представленной на рис.2, с подачей S=0,08 мм/об и частотой вращения шпинделя n=187 об/мин (Vc=60 м/мин). Опыт эксплуатации таких СМП показал, что допустимая Машиностроение и машиноведение величина износа ее вершины по задней поверхности составляет 0,3 мм, по скольку при большей величине наблюдаются местные дефекты на режу щей кромке в виде сколов. В среднем, это соответствует 50 обработанным деталям. При этом, явно выраженных следов износа на передней поверх ности не наблюдается.

Рис. 2. Схема обработки внутренних поверхностей В результате переточки вершины одной из затупленных таких СМП режущая кромка сместилась ниже центра на 0,3 мм. Кроме того, для уменьшения риска возникновения вибраций путем заточки при вершине СМП был формирован угол 35°, что обеспечило значение вспомогатель ного угла в плане 1=50° (рис.3).

Рис. 3. Схема доработки СМП CCMT 120408E – 73 NL Известия ТулГУ. Технические науки. 2012. Вып. Повторное использование СМП с переточенной вершиной при тех же условиях резания показало следующее. После обработки 5 деталей из нос задней поверхности составил 0,07 мм. Видимых следов износа на пе редней поверхности также не наблюдается.

Это подтверждает возможность применения СМП с удаленным с передней поверхности слоем износостойкого покрытия при данных режи мах резания.

На рис. 4 (а, б) приведены образцы стружки, сформировавшейся на передней поверхности СМП до переточки и после переточки.

а б Рис.4 Форма стружки образованная на передней поверхности СМП до переточки (а) и после переточки (б) Параметры заточенного уступа на передней поверхности обеспечи вает получение практически такой же стружки, как и при исходной гео Машиностроение и машиноведение метрии СМП, что следует признать приемлемым.

Несмотря на ограниченное количество обработанных деталей (на момент проведения данных экспериментов в плане производства предпри ятия изготовление данных деталей не предусмотрено), полученные резуль таты вселяют уверенность в целесообразности использования и этого ме роприятия для сокращения затрат на приобретение инструментов.

Список литературы 1. Баранчиков В.И. Прогрессивные режущие инструменты и режи мы резания металлов: справочник / В.И. Баранчиков [и др.];

под общ. ред.

В.И. Баранчикова. М.: Машиностроение, 1990. 400с.

2. Профессиональный инструмент | Hoffmann Group [Электронный ресурс] – Режим доступа: http://www.hoffmann-group.com A.O.Chuprikov TO THE QUESTION OF RATIONAL USE CARBIDE RMI AT FINISH TURNING Questions of a reuse expensive СМП are considered at finish turning of details of a nonrigid design leading to decrease for-expenditure on their purchase.

Key words: machine of CNC, removable metal-cutting insert (RMI), multipass threading cutter, front surface, a thin-walled case part, high-strength steel, the internal hard thread, tool life, the combined scheme of cutting, wear on the clearance surface, a combined cutter.

Получено 07.03. ТЕХНОЛОГИИ И ОБОРУДОВАНИЕ ОБРАБОТКИ МЕТАЛЛОВ ДАВЛЕНИЕМ УДК 539.374;

621. С.С. Яковлев, д-р техн. наук, проф., (4872) 35-14-82, mpf-tula@rambler.ru (Россия, Тула, ТулГУ), С.Н. Ларин, канд. техн. наук, доц., (4872) 35-14-82, mpf-tula@rambler.ru (Россия, Тула, ТулГУ), В.Н. Чудин, д-р техн. наук, проф., (4872) 35-14-82, mpf-tula@rambler.ru (Россия, Москва, МИИТ) ИЗОТЕРМИЧЕСКАЯ ВЫТЯЖКА КВАДРАТНЫХ КОРОБОК ИЗ АНИЗОТРОПНЫХ МАТЕРИАЛОВ ПО СХЕМЕ «КРУГ - ВЫПУКЛЫЙ КВАДРАТ - КВАДРАТ»

Приведены результаты теоретических исследований силовых режимов первой и последующих операций вытяжки квадратных коробок из трансверсально изотропных материалов по схеме «круг - выпуклый квадрат - квадрат» в режиме кратковременной ползучести.

Ключевые слова: анизотропия, вытяжка, коробка, напряжение, деформация, скорость деформации, температура, кратковременная ползучесть.

Многооперационной вытяжкой изготавливают высокие коробчатые детали. Формы и размеры исходных заготовок и переходов устанавливают, как и при вытяжке низких коробок, по разверткам и рекомендуемым сте пеням вытяжки в соответствии со справочной литературой.

В зависимости от величин угловых радиусов изделий вытяжка квадратных в плане коробок может осуществляться по разным схемам.

Одна из них – вытяжка из плоской круглой заготовки коробки, сечением которой является квадрат со сторонами – дугами окружностей, и оконча Технологии и оборудование обработки металлов давлением тельная перетяжка ее на квадрат, т.е. схема «круг - выпуклый квадрат квадрат».

Рассмотрим переходы вытяжки по этой схеме. Материал заготовки примем трансверсально-изотропным, механическое состояние которого определяется функцией е = k e n, m (1) e где e - эквивалентное напряжение (интенсивность напряжений);

е, е эквивалентные деформация (интенсивность деформаций) и скорость де формации соответственно;

k, m, n - константы материала.

Расчеты будем вести исходя из экстремальной верхнеграничной теоремы [1]. Общее уравнение мощностей для первой и последующих опе раций вытяжки цилиндрических полуфабрикатов запишем в виде PVn Wвн + W p + W p + Wmp, (2) где левая часть - мощность внешних сил P при скорости перемещения пу ансона Vn ;

правая часть - соответственно мощность сил деформаций, мощность на линиях разрыва скоростей и мощность трения на поверхно стях контакта материала с инструментом;

W p - мощность сил в связи с пе ретяжкой стенки цилиндра (полуфабриката предыдущей вытяжки) на реб ре прижима.

По этой схеме технологии штамповки квадратной в плане коробки на первой операции производят вытяжку коробчатого полуфабриката с выпуклыми сторонами и большими угловыми радиусами. Расчетная схема вытяжки представлена на рис 1. В соответствии с этой схемой во фланце заготовки имеются зоны деформаций, разделенные линиями разрыва ско ростей. Жестких зон нет. Рассматриваем четверть фланца. В зонах дефор маций осуществляется радиальное течение по направлениям радиусов r1 к центру в точки O1 и по направлениям r2 к центру в точки O2. Запишем уравнения окружности r0 относительно центров радиальных перемещений O1 и O2 соответственно 2a 2 r, 1 + ( 0 )1 = a (sin + cos ) a (sin + cos ) (3) 2 2b r ( 0 ) 2 = b (sin + cos ) 1 + 1, b (sin + cos ) где - текущая угловая координата точки окружностей 0 с центрами в соответствующих точках O1 и O2 ;


a, b - координаты этих центров.

Известия ТулГУ. Технические науки. 2012. Вып. а б в Рис. 1. Первая вытяжка высокой квадратной коробки по схеме «круг – выпуклый квадрат»: а – схема операции;

б – формы заготовки, полуфабриката и разрывное поле скоростей;

в – скорости на линии разрыва При этом в угловых зонах и в зонах, примыкающих к сторонам внутреннего контура фланца, радиальные скорости точек соответственно R /(1+ R ) R /(1+ R ) r r Vr1 = Vn 1, Vr2 = Vn 2, (4) где Vn - скорость перемещение пуансона.

Эквивалентные скорости деформаций, эквивалентные деформации и напряжения в этих зонах R /(1+ R ) (1+ 2 R ) /(1+ R ) e = Vn ri, e = ln ;

(5) ri m n nR /(1+ R ) n (1+ 2 R ) /(1+ R ) e = k m + nVn ri ln, (6) r i где ri, - радиус пуансона (матрицы) и текущий радиус точки в соответ ствующих зонах деформаций, т.е. i = 1, 2 - первая и вторая зоны;

1/ 2( 2 + R ) =.

3(1 + R ) Углы 1, 2, определяющие положения линий разрыва скоростей, известны по условию прохождения продолжения этих линий через точки O1 и O2.

Мощность внутренних сил по всему объему фланца с учетом выра жений (5) и (6) запишем в виде Технологии и оборудование обработки металлов давлением Wвн = 4 k1+ m + nVn + n 2+ p 1+ p 2 + p 1 1 о1 m о 1 d + 2 + p r r1 r 1 + p 0 2+ p 1+ p 2 + p 2 1 о 2 m о 2 1 d, + r2 (7) 2 + p r2 1 + p r2 (1 + n )(1 + 2 R ) ;

радиусы о, о рассчитываются по уравне где p = m 1+ R 1 ниям (3).

Разрыв скорости на линии разрыва, длина которой задана, составля ет R /(1+ R ) R /(1+ R ) r r 1, V p = Vn (8) r где - текущая радиальная координата точки на линии разрыва относи тельно центра O1.

Эквивалентную деформацию на линиях разрыва примем, как r ( e ) p = ( e )1 ( e ) 2 = ln 2, (9) r где ( e )1, ( e ) 2 - эквивалентные деформации в соответствующих зонах фланца по обеим сторонам линии разрыва.

Определим время перемещения края фланца вдоль линии разрыва интегрированием уравнения траектории движения точки dr = V p dt. Полу чим l (1+ 2 R ) /(1+ R ) (1 + R ) r1 1 + p 1.

t= (10) r R /(1+ R ) r1 1 (1 + 2 R )Vn r 1 Здесь l p - длина линии разрыва, которая следует из (3) при = 0, т.е.

r0 l p = O1 r1 = a 1 + 1 r1.

a Если эквивалентную скорость деформаций принять осредненно за весь процесс вытяжки ( e ) p = ( e ) p / t, то касательные напряжения в точ ках на линиях разрыва, исходя из уравнения состояния (1) и зависимостей Известия ТулГУ. Технические науки. 2012. Вып. (9), (10) можно рассчитать по выражению p = kk1 ( e ) m + n t n = p n R /(1+ R ) (1 + 2 R )V r2 n r m+n ln r = kk1 =K.

(11) r (1+ 2 R ) /(1+ R ) lp (1 + R ) r1 1 + r1 Запишем мощность на всех линиях разрыва при = 0 и, используя зависимости (3), (8) и (11). Имеем r1 +l p W p = 8 0 pV p dl p = 8 0 pV p d = lp r r R /(1+ R ) l 1 /(1+ R ) p 1 1 + 1.

= 8 KV n 0 (1 + R ) r1 2 (12) r1 r1 Мощность трения между заготовкой и инструментом (матрицей и прижимом) будем рассчитывать, исходя из уравнения Wтр = k Vk ds. (13) S Здесь k - касательное напряжение на поверхности контакта заготовки с инструментом;

k µ q ;

Vk - скорость движения заготовки;

S - поверх ность трения (площадь прижима и матрицы);

q - давление прижима;

µ коэффициент трения заготовки на инструменте.

Выражения (4) определяют контактные скорости в зонах деформа ций, т.е.

Vk1 = Vr1 ;

Vk 2 = Vr2.

В этой связи получим 1 ( 2 + R ) /(1+ R ) 8µ (1 + R ) о qVn r12 1 1 d + Wтр = r 0 1 2+R ( 2 + R ) /(1+ R ) 2 2 о 2 1 d.

+ r2 (14) r 0 2 Здесь текущие радиусы о1, о 2 определяются по выражениям (3). Мощ ность внутренних сил (7), мощность на линиях разрыва скоростей (12) и мощность трения (14) определяют в соответствии с уравнением (2), а силу первой вытяжки квадратной коробки – по рассматриваемой схеме штам Технологии и оборудование обработки металлов давлением повки «круг - выпуклый квадрат».

Окончательная вытяжка высокой квадратной коробки производится по схеме «выпуклый квадрат - квадрат». Эта операция показана на рис. 2.

Заготовка – полуфабрикат предыдущей вытяжки. Плоская часть фланца имеет угловые зоны деформаций и жесткие зоны, прилегающие к прямым участкам внутреннего контура (рис. 2, б). Перемещения радиаль ные к центру в точке O1 для зон деформаций и по направлениям нормалей к контуру матрицы для жестких зон. Скорости перемещения в первых зо нах определяются одной из формул (4) при r1 = rn, а скорости движения жестких зон равны V n - скорости пуансона. Зоны ограничены углами 1 и 2. Энергетическое уравнение, соответствующее этой операции вытяжки, записано в виде (2). Положим для упрощения расчетов 1 = / 2, 2 = 0. В соответствии с выражениями (5), (6) в зоне деформаций e = Vn rn /(1+ R ) r (1+ 2 R ) /(1+ R ) ;

R m r (15) m + n n nR /(1+ R ) n (1+ 2 R ) /(1+ R ) ln.

e = k V n rn r r n в б а Рис. 2. Окончательная вытяжка высокой квадратной коробки по схеме «выпуклый квадрат – квадрат»: а – схема операции;

б – разрывное поле скоростей;

в – скорости на линии разрыва скоростей Мощность внутренних сил с учетом выражений (15) запишется сле дующим образом:

p m r p 1 r Wвн = 2 k1+ m + nVn + n rnp m 0 1 1, (16) r p 1 n p1 rn (1 + n )(1 + 2 R ) где p = 2 + m.

1+ R Известия ТулГУ. Технические науки. 2012. Вып. Сделаем расчет мощностей на линиях разрыва скоростей. Положим, что длина линий разрыва в плоской области фланца l p = r1 rn, а толщина материала на ней p = 0. Разрыв скорости (рис. 2, в) R /(1+ R ) r V p = Vn 1 n.

(17) r Эквивалентная деформация на линии разрыва r ( e ) p = ln, (18) rn а эквивалентную скорость будем определять осредненно ( e ) p = ( e ) p / t, где t - время движения точки по всей длине линии разрыва, величина ко торого определяется так r (1+ 2 R ) /(1+ R) (1 + R ) rn 1 1.

t= (19) r (1 + 2 R )Vn n Касательные напряжения на линии разрыва определим по выраже нию m+n kk r p = kk1 ( e ) p = 1 ln, (20) rn tn 1/ 1+ R где k1 = [1].

2(1 + 2 R + µ ) Подстановка выражений (17) и (20) в уравнение мощности на линии разрыва при = 0° и последующее интегрирование приводят к выражению p r m + n r p 1 1 W p = kk1 m + nV n + n 0 rn n 1 1 1 1 1, (21) p 1 rn p rn где R p = 1+ m + n.

1+ R Перейдем к линии разрыва между плоским фланцем и стенкой заго товки. Разрывы скоростей для зоны деформаций и жесткой зоны здесь со Технологии и оборудование обработки металлов давлением ответственно R /(1+ R ) r V p1 = V n n ;

V p2 = Vn. (22) r Касательные напряжения во всех точках линии разрыва определя ются по формуле (20), угол между вектором скорости и линией разрыва = / 2. Выражение для определения мощности W p будет записано в виде r1 W p = 2 p 0 1 + 3 sin V p dr + 2V n r2 = rn 1 /(1+ R ) rn r1 rn 1 + 4 r2 arctg 1.

= 4 k1 s 0V n (23) 1 + R rn A Получим расчетное соотношение для мощности трения заготовки на поверхностях матрицы и прижима.

Мощность трения заготовки на инструменте вычисляется с помо щью интеграла Wтр = k Vk ds. (24) S Здесь k - касательное напряжение на поверхности контакта заготовки с инструментом;

k µ q ;

q - давление прижима;

µ - коэффициент трения заготовки на инструменте;

Vk - скорость движения заготовки;

S - поверх ность трения (площадь прижима и матрицы).

Контактные скорости во фланце в соответствующих зонах R /(1+ R ) r Vk = Vn n ;

V k = Vn. (25) r Уравнение (24) при подстановке (25) получит вид Wтр = µqVn A rn r R /(1+ R ) 1 1 /(1+ R ) 2 2 1/ rn dr + 8 ( r2 x ) dx ( r2 A + B )( A rn ) = r 0 rn (2 + R ) /(1+ R ) [ ] 1 + R 2 r 1 + ( A rn )( r2 ( A rn ) 2 )1 / 2 + rn = µqV n r 2 + R n A rn + r2 arcsin ( r2 A + B )( A rn ). (26) r2 Известия ТулГУ. Технические науки. 2012. Вып. В соответствии с энергетическим неравенством (2) выражения (5), (10), (23) и (26) позволяют сделать верхнеграничную оценку силы вытяжки по схеме «выпуклый квадрат - квадрат».

Силовые режимы процесса изотермической вытяжки низких квад ратных коробок из листовой трансверсально-изотропной заготовки по схе ме «круг – выпуклый квадрат - квадрат» исследовались в зависимости от скорости перемещения пуансона Vn, условий трения на контактных по верхностях рабочего инструмента и заготовки µ, величины давления при жима q.

На рис. 3 и 4 приведены графические зависимости изменения мак симальной величины относительной силы P = P /( F e 0 ) для процессов изотермической вытяжки квадратных коробок по схеме «круг – выпуклый квадрат» из листовой заготовки и по схеме «выпуклый квадрат - квадрат»

цилиндрической трансверсально-изотропной заготовки от скорости пере мещения пуансона Vn, коэффициента трения на контактной поверхности рабочего инструмента и заготовки µ и относительной величины давления прижима q = q / e 0 для алюминиевого сплава АМг6 при температурах об работки T = 450o С и T = 530o С, а также титанового сплава ВТ6С при T = 930o С, где F - площадь действия прижима. Механические характери стики исследуемых материалов приведены в работе [1]. Расчеты выполне ны при r0 = 60 мм;

r1 = 16 м;

r2 = 50 мм;

rп = 8 мм;

a = 5 мм;

b = 5 мм;

A = 30 мм;

B = 34 мм;

0 = 1 мм;

q = 2 МПа. Величина давление прижима q назначалась в соответствии с рекомендациями [2].

Установлено, что рост скорости перемещения пуансона с 0,01 до 0, мм/с приводит к увеличению относительной величины P на 30 %. Умень шение относительного давления прижима q с 0,09 до 0 сопровождается уменьшением относительной величины P в 2 раза для всех исследованных схем изотермической вытяжки. Увеличение коэффициента трения на кон тактных поверхностях рабочего инструмента и заготовки µ с 0,05 до 0, приводит к росту относительной величины P на 60 % при изотермической вытяжке деталей по схеме «круг - выпуклый квадрат», а при вытяжке ко робчатых деталей по схеме «выпуклый квадрат – квадрат» - на 5 %. Интен сивность влияния исследуемых технологических параметров на относи тельную величину P зависит от геометрических размеров заготовки и получаемой детали.

Технологии и оборудование обработки металлов давлением а в Рис. 3. Графические зависимости изменения P от Vn (а), q (б) и µ (в) при изотермической вытяжке квадратных коробок по схеме «круг – выпуклый квадрат»:

кривая 1 – сплав ВТ6С ( T = 930 o С);

кривая 2 – сплав АМг6 ( T = 450 oC );

кривая 3 – сплав АМг6 ( T = 530 o C ) б в а Рис. 4. Графические зависимости изменения P от Vn (а), q (б) и µ (в) при изотермической вытяжке квадратных коробок по схеме «выпуклый квадрат квадрат»:

кривая 1 – сплав ВТ6С ( T = 930o С);

кривая 2 – сплав АМг6 T = 450o C );

кривая 3 – сплав АМг6 ( T = 530o C ) б Известия ТулГУ. Технические науки. 2012. Вып. Работа выполнена по государственным контрактам в рамках феде ральной целевой программы «Научные и научно-педагогические кадры инновационной России» на 2009 - 2013 годы, грантам РФФИ.

Список литературы 1. Изотермическое формоизменение анизотропных материалов же стким инструментом в режиме кратковременной ползучести / С.С. Яковлев [и др.]. М.: Машиностроение, 2009. 412 с.

2. Романовский В.П. Справочник по холодной штамповке. Л.: Ма шиностроение, 1979. 520 с.

S.S. Yakovlev, S.N. Larin, V.N. Tchudin ISOTHERMAL EXTRACT OF SQUARE BOXES FROM ANISOTROPIC MATERIALS ACCORDING TO THE SCHEME «THE CIRCLE - THE CONVEX SQUARE THE SQUARE»

Results of theoretical researches of power modes of the first and the subsequent operations of an extract of square boxes from transversalno-isotropic materials according to the scheme «a circle - a convex square - a square» are given in a mode of short-term creep.

Key words: anisotropy, extract, box, tension, deformation, speed of deformation, temperature, short-term creep.

Получено 07.02. Технологии и оборудование обработки металлов давлением УДК 621.983;

539. С.С. Яковлев, д-р техн. наук, проф., (4872) 35-14-82, mpf-tula@rambler.ru (Россия, Тула, ТулГУ), В.Н. Чудин, д-р техн. наук, проф., (499) 901-51-44, mpf-tula@rambler.ru (Россия, Москва, МИИТ), А.В. Черняев, д-р техн. наук, доц., (4872) 35-14-82, mpf-tula@rambler.ru (Россия, Тула, ТулГУ), А.А. Перепелкин, асп., (4872) 35-14-82, mpf-tula@rambler.ru (Россия, Тула, ТулГУ) НАБОР КРАЕВОГО УТОЛЩЕНИЯ НА КОРПУСНОЙ ЗАГОТОВКЕ ПРИ ЛОКАЛЬНОМ НАГРЕВЕ Приводятся соотношения для оценки деформационных, силовых параметров операции и повреждаемости материала. Использован энергетический метод расчета на базе плоского жесткоблочного разрывного поля скоростей для вязко-пластичного материала.

Ключевые слова: вязкость, кратковременная ползучесть, давление, темпера тура, повреждаемость.

Крупногабаритные цилиндрические или конические корпуса изде лий специального назначения изготавливают из труб или поковок. Краевые части корпусов имеют утолщения для качественного соединения с други ми элементами изделия. Получение утолщений за счет осадки требует на грева зоны деформации, т.к. материалы заготовок – высокопрочные спла вы. Деформируемый материал заготовки проявляет вязкие свойства (ползучесть). При этом процесс деформирования и, следовательно, качест во изделия зависят от скоростных условий обработки [1]. Состояние горя чего материала при штамповке можно определить уравнением состояния e = A e e (1 ) p.

mn (1) где e, e, e - эквивалентные напряжение, деформация и скорость де формации соответственно;

A, m, n - константы упрочнения;

0 1 - по вреждаемость материала заготовки при деформировании;

p - константа разрушения.

Рассчитаем кинематические и силовые режимы операции, исходя из разрывного жесткоблочного поля скоростей перемещений. Используем энергетическое неравенство [1, 2] q0V0 N p + N mp, (2) где q - давление операции;

0 - толщина стенки заготовки;

V0 - скорость перемещения траверсы пресса;

N p, N mp - мощности сил на линиях разры ва скорости и на контактной границе трения соответственно.

Известия ТулГУ. Технические науки. 2012. Вып. В общем случае возможно плоское жестко-блочное поле скоростей, показанное на рис 1, а. Частный вариант соответствует условию = 0 (по казано пунктиром). Поле реализуется при условии sin cos( + ) =, (3) cos( ) 2 h + ( ) 1 где -искомый угол;

-заданный угол;

h 0 ctg = arctg Если = 0, то = arctg 0.

h а б Рис. 1. Набор краевого утолщения:

расчетная схема операции (а) и поле скоростей перемещений (б) Данное поле состоит только из жестких блоков: подвижных «0», «1», «2» и неподвижного «3». Деформации имеют место на линиях разрыва скорости «01», «12», «13».

Обратимся к линиям разрыва скорости. На линии «01» касательная и нормальная к ней компоненты скорости согласно годографу (рис.1, б) определяются выражениями V cos (V01 ) = 0, (V01 ) n = V0 sin. (4) cos( ) Конечную эквивалентную деформацию и скорость деформации по лучим, используя выражения (4), в виде ( e) cos (V01 ) ( e ) 01 = =, (e ) =, (5) 3 sin cos( ) 01 t 3 (V01 ) n где t - конкретное для данной операции время деформирования.

Технологии и оборудование обработки металлов давлением На линии разрыва «12» имеем соотношения V sin sin ( + ) V sin cos( + ) (V12 ) = 0, (V12 ) n = V2 = 0, (6) cos( ) cos( ) ( ) tg ( + ), ( e) = e 12, ( e )12 = (7) 12 t Скорость на линии «13» получим с помощью годографа, т.е.

V sin V1 = 0, (8) cos( ) а эквивалентную деформацию и скорость деформации здесь запишем в ви де ( ) ( e )13 = V1 t = V0 t sin cos, ( e )13 = e 13. (9) 31 cos( ) 3 l13 t Выражения (5), (7), (9) позволяют получить, используя уравнение (1), эквивалентные напряжения на линиях разрыва скорости. В соответст вии с этим имеем ( e )01 = A ( e )01+ n t n (1 01 ) p, m (10) ( e )12 = A ( e )12+ n t n (1 12 ) p, m (11) ( e )13 = A ( e )13+ n t n (1 13 ) p, m (12) где 01, 12, 13 - повреждаемость материала заготовки на соответствую щих линиях разрыва.

Длины линий разрыва определим с помощью заданного поля ско ростей, т.е.

h l0 = 0, l12 =, l13 = 1. (13) cos sin cos Внесем в неравенство (2) выражения (4), (6), (8), (10)-(13) и запишем () ( e ) p V p l p = q 0V0 1+ m + n n A V0 p cos (1 01 ) = + sin cos( ) 3 h h sin sin ( + ) (tg ( + ))m + n + + (1 12 ) p 0 cos cos( ) m+n 1+ m + n h m + n 1 sin + (1 13 ) p 1 (cos ).

(14) 0 1 cos( ) Давление, как это следует из зависимости (14), повышается при увеличении деформации и скорости операции. Снижение сплошности ма териала заготовки понижает давление.

Известия ТулГУ. Технические науки. 2012. Вып. На основе приведенных выше соотношений выполнены теоретиче ские исследования влияния скорости перемещения инструмента на вели чину относительного давления при наборе краевых утолщений на корпус 930 oC ных заготовках из титанового ВТ6С при температуре и алюминиевого АМг6 при температурах 450 и 530 oC сплавов, поведение которых описывается кинетической и энергетической теориями прочности соответственно. Механические характеристики исследуемых материалов приведены в табл. 1 [1, 2]. Расчеты выполнены при следующих геометри ческих параметрах заготовки: 0 = 10 мм ;

1 = 15 мм ;

h = 20 мм ;

h = 10 мм ;

= 14o.

Таблица Механические характеристики исследуемых материалов e0, A, T,o C p m n Материал n МПа/ c МПа Титановый сплав 930 ± 2 38,0 66,80 0,028 0,0582 0, ВТ6С 450 ± Алюминиевый сплав АМг6 26,8 54,34 0,104 0,0263 1, 530 ± Алюминиевый сплав АМг6 18,3 36,95 0,072 0,0306 1, На рис. 2 представлены графические зависимости относительного давления q = q / e от скорости перемещения инструмента V.

Анализ графических зависимостей показывает, что при наборе крае вых утолщений на корпусных заготовках в режиме кратковременной пол зучести относительное давление падает при увеличении длительности опе рации, т.е. при уменьшении скорости деформирования.

Рис. 2. Графические зависимости Рис. 3. Графические зависимости q от ( V = 1 мм/с ) q от V Технологии и оборудование обработки металлов давлением Так, с уменьшением скорости перемещения инструмента V от 10 до 0,01 мм/с относительное давление набора краевых утолщений падает на 35 % для титанового сплава ВТ6С и на 10…15 % для алюминиевого сплава АМг6 при температурах обработки 450 и 530 oC.

Для минимизации оценки относительного давления набора утол щений на корпусных заготовках выполнены исследования влияния угла, определяющего угол наклона скорости V1, действующей вдоль линии раз рыва «13», на величину q. Результаты исследований представлены на рис.

3. Установлено, что значение = 20o дает лучшую верхнюю оценку удельного усилия для выбранной конструкции разрывного поля скоростей.

Остановимся на оценке повреждаемости материала при деформи ровании. Используем уравнения кинетической и энергетической теории прочности [1]. По первой из них повреждаемость описывается зависимо стью:

( e ) р =. (15) ( e )пр Вторая из названных теорий выражается уравнением ( e ) p ( e ) p dt.

d = (16) Anp t Здесь (e ) пр и Aпр - предельные величины эквивалентной деформации и удельная работа разрушения материала [1, 2]:

( e )пр = C1 exp B1 0, Aпр = C 2 exp B2 0, e e где 0 - среднее напряжение в рассматриваемой точке;

C1, C 2, B1, B2 константы разрушения материала при данной температуре, приведенные в табл. 2.

Повреждаемость материала, как это следует из зависимости (15), по деформационной теории прочности определяется рабочим ходом инстру мента (деформацией) вне зависимости от скорости. По энергетической теории (16) зависит также от скорости (длительности обработки) и падает при увеличении скорости деформирования.



Pages:     | 1 || 3 | 4 |   ...   | 9 |
 





 
© 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.